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第十章

电力系统防雷保护

（2学时）第十章电力系统防雷保护（2学时）110.1输电线路的防雷保护

雷害事故在现代电力系统的跳闸停电事故中占有很大的比重。特别是伴随着开关技术的发展，电力系统内部过电压的降低及其导致的事故的减少，雷击引起的跳闸事故占据日益主要的地位。

架空输电线路长度大，分布面广，且往往翻山越岭，遭受雷击的机会很多。一条100km长的架空输电线路在一年中往往要遭到数十次雷击，因而线路的雷击事故在电力系统总的雷电事故中占有很大的比重。据统计，因雷击线路造成的跳闸事故占电网总事故的60%以上。输电线路防雷保护的目的就是尽可能减少线路雷害事故的次数和损失。输电线路上出现的雷电过电压主要有两种，即为直击雷过电压和感应雷过电压。前者由雷击于线路引起，后者由雷击线路附近地面、由于电磁感应引起。10.1输电线路的防雷保护雷害事故在现代210.1.1输电线路感应雷过电压

一、雷击线路附近大地时，线路上的感应过电压当雷击线路附近的大地时，由于电磁感应，在导线上将产生感应过电压。感应过电压的形成如图10－1所示，设雷云带负电荷。在主放电开始之前，雷云中的负电荷沿先导通道向地面运动，线路处于雷云和先导通道形成的电场中。由于静电感应，导线轴向上的电场强度Ex将正电荷吸引到最靠近先导通道的一段导线上，成为束缚电荷。导线上的负电荷则受Ex的作用向导线两端运动，经线路的泄漏电导和系统的中性点而流入大地。由于先导发展的速度很慢，导致导线上束缚电荷的聚集过程也比较缓慢，因而导线上由此而形成的电流很小，可以忽略不计，在不考虑工频电压的情况下，导线将通过系统的中性点或泄漏电阻保持零电位。主放电开始后，先导通道中的负电荷被迅速中和，使导线上的束缚电荷得到释放，沿导线向两侧运动形成过电压。这种由于先导通道中电荷所产生的静电场突然消失而引起的感应电压称为感应过电压的静电分量。同时，主放电通道中的雷电流在通道周围空间产生了强大的磁场，该磁场的变化也将使导线上感应出很高的电压。这种由于主放电通道中雷电流所产生的磁场变化而引起的感应电压称为感应过电压的电磁分量。由于主放电通道与导线互相垂直，因此电磁分量不大，约为静电分量的1/5。从图10－1可以看出，感应过电压的极性与雷电流极性相反。10.1.1输电线路感应雷过电压一、雷击线路附近大地时，3图10－1感应雷过电压形成示意图

图10－1感应雷过电压形成示意图4根据理论分析和实测结果，我国的技术规程建议，当雷击点离导线的距离超过65m时，导线上的感应雷过电压最大值Ug可按下式计算：（10－1）

其中，IL为雷电流幅值（kA），hd为导线高度（m），S为雷击点离导线的距离（m）。由上式可知，感应过电压与雷电流峰值IL成正比，与导线平均高度hd成正比，hd越大则导线对地电容越小，感应电荷产生的电压就越高；感应过电压与雷击点到线路的距离S成反比，S增大时，感应过电压就减小。由于雷击地面时雷击点的自然接地电阻较大，雷电流峰值一般不超过100kA。因此在式（10－1）中可按IL≤l00kA进行估算。实测证明，感应过电压峰值最大可达的300400kV。对35kV及以下钢筋混凝土杆线路，可能造成绝缘闪络；但对于110kV及以上线路，由于绝缘水平较高，一般不会引起闪络。感应过电压在三相导线中同时存在，相间不存在电位差，故只能引起对地闪络；如果两相或三相同时对地闪络，则形成相间短路。

根据理论分析和实测结果，我国的技术规程建议，当雷击点5如果导线上方挂有避雷线，其影响相当于增大了导线的对地电容，导线上的感应过电压将会下降。避雷线的屏蔽作用可用叠加法求得。设导线和避雷线的对地平均高度分别为hd和hb，若设避雷线不接地，则由式（10－1）可以求得导线上和避雷线上的感应过电压Ugd和Ugb分别为：和

故

但实际上避雷线是通过杆塔接地的，其电位为零。为满足这一条件，可以设想在避雷线上还存在一个电位-Ugb。该电位将在导线上产生耦合电位k（-Ugb

），其中k为避雷线与导线间的耦合系数。耦合电位与导线的雷电感应过电压相叠加后，导线上实际的感应过电压U’gd为（10－2）

从上式可以看出，避雷线的存在使导线上的感应雷过电压下降了（1-k）倍。耦合系数越大，感应过电压越低。

如果导线上方挂有避雷线，其影响相当于增大了导线的对地6二雷击线路杆塔时，导线上的感应过电压式（10－1）和（10－2）只适用于S＞65m的情况，更近的落雷事实上将因线路的引雷作用而击中线路（避雷线或导线）或杆塔。雷击线路杆塔时，由于主放电通道所产生的磁场的迅速变化，将在导线上感应出与雷电流极性相反的过电压，其计算问题至今尚有争论，不同方法的计算结果相差很大，也缺乏实践数据。对一般高度（约40m以下）的无避雷线的线路，导线上感应的过电压的最大值可按下式计算：

（10－3）

其中，a为感应过电压系数（kV/m），其值近似等于以kA/μs计的雷电流平均波前陡度，即a≈IL/2.6。有避雷线时，导线上的感应过电压相应为

（10－4）

其中，k为耦合系数。

二雷击线路杆塔时，导线上的感应过电压式（10－1710.1.2输电线路的直击雷过电压和耐雷水平

我们以中性点直接接地系统中有避雷线的线路为例进行分析，其它线路的分析原则相同。如图10－2所示，雷直击于带避雷线的线路有三种情况，即雷击杆塔顶部，雷击避雷线档距中央和雷击导线（即绕击）。图10－2带避雷线线路遭受雷直击的三种情况10.1.2输电线路的直击雷过电压和耐雷水平我们8

雷击线路杆塔顶部时，由于塔顶电位与导线电位相差很大，可能引起绝缘子串的闪络，即发生反击。运行经验表明，在线路落雷总次数中，雷击杆塔的次数与避雷线的根数和经过地区的地形有关。雷击杆塔次数与雷击线路总次数的比值称为击杆率。我国技术规程建议的击杆率g如表10－1所示。一、雷击杆塔时的反击过电压表10－1击杆率g

避雷线根数

地形

012平

原1/2

1/41/6山区11/31/4

雷击线路杆塔顶部时，由于塔顶电位与导线电位相差很大9雷击杆塔顶部瞬间，如图10－3所示，负极性雷电流一部分沿杆塔向下传播，还有一部分沿避雷线向两侧传播；同时，自塔顶有一正极性雷电流沿主放电通道向上运动，其数值等于三个负雷电流数值之和。线路绝缘上的过电压即由这几个电流波引起。由雷电主放电通道中正电流波的运动在导线上所产生的感应过电压已在前面进行了分析，这里主要分析流经杆塔和地线中的电流所引起的过电压。图10－3雷击塔顶时雷电流的分布雷击杆塔顶部瞬间，如图10－3所示，负极性雷电流一部10（1）塔顶电位对于一般高度（约40m以下）的杆塔，工程上常采用如图10－4所示的集中参数等值电路进行分析计算。图中，Lgt和Lb分别为杆塔和避雷线的等值电感，Rch为杆塔的冲击接地电阻。单根避雷线的等值电感约为0.67lH（l为避雷线档距长度，m），双根避雷线约为0.42lH。不同类型的杆塔的等值电感可由表10－2估算。表10－2杆塔的等值电感的平均值

杆塔型式杆塔电感（μH/m）无拉线水泥单杆有拉线水泥单杆无拉线水泥双杆铁

塔门型铁塔0.840.420.420.500.40（1）塔顶电位表10－2杆塔的等值电感的平11考虑到雷击点的阻抗较小，故在计算中可忽略主放电通道波阻抗的影响。由于避雷线的分流作用，流经杆塔的电流将小于雷电流，，其中为杆塔的分流系数。的值可由图10－4所示的等值电路求出。对于不同电压等级一般长度档距的杆塔，值可由表10－3查得。塔顶电位utd为

（10－5）

以代入，则塔顶电位的幅值为

（10－6）

考虑到雷击点的阻抗较小，故在计算中可忽略主放电通道波12图10－4雷击塔顶的等值电路

图10－4雷击塔顶的等值电路13表10－3一般长度档距的线路杆塔分流系数β线路额定电压（kV）避雷线根数β值110120.900.86220120.920.8833020.88（2）导线电位与塔顶相连的避雷线具有与塔顶相等的电位utd（幅值为Utd）。由于避雷线与导线之间的耦合作用，在导线上将产生耦合电位kutd，此电位与雷电流同极性。此外，发生主放电时，根据式（10－4），导线上存在感应电位ahd（1﹣k），该电位与雷电流极性相反。因此，导线上总的电位的幅值Ud为（10－7）

表10－3一般长度档距的线路杆塔分流系数β线路额定14（3）线路上绝缘子串两端电压由式（10－7）可得线路上绝缘子串两端电压的幅值Uj为（10－8）

将式（10－6）及代入式（10－8），得（10－9）

雷击时，导线和地线上的电位较高，将出现冲击电晕，耦合系数k应采用修正后的数值，见表8－1。需要指出的是，上述计算所得的绝缘子串两端电压并未考虑导线上的工作电压。对于220kV及以下线路，工作电压值所占比例不大，可以忽略不计；但对超高压线路而言，则不可忽略，雷击时导线上的工作电压的瞬时值应作为一随机变量加以考虑。

（3）线路上绝缘子串两端电压（10－8）将式（10－6）及15（4）耐雷水平的计算由式（10－9）可知，线路上绝缘承受的电压与雷电流成正比关系。当Uj大于绝缘子串的U50%时，绝缘子串将发生闪络，发生反击。由于90%以上的雷电流为负极性，同时绝缘子串下端（导线侧）为正极性时U50%较低，所以U50%应以下端为正极性时的值为标准。令式（10－9）等于U50%，即可求得雷击杆塔时的耐雷水平I1为（10－10）

由上式可知，k越小则I1越小，较易发生反击，因此，应选取远离避雷线的导线作为计算对象。我国的技术规程规定，不同电压等级的线路，雷击杆塔时的耐雷水平不应低于表10-4所列数值。（4）耐雷水平的计算（10－10）由上式可16表10－4有避雷线线路的耐雷水平额定电压（kV）35110220330500耐雷水平（kA）20～3040～7575～110100～150125～175从式（10－10）可知，雷击杆塔时的耐雷水平与分流系数、杆塔等值电感Lgt、杆塔冲击接地电阻Rch、导地线间的耦合系数k和绝缘子串的50%冲击闪络电压U50%有关。在工程实际中，一般以降低冲击接地电阻Rch和提高导地线间的耦合系数k作为提高线路耐雷水平的主要手段。对一般高度的杆塔，冲击接地电阻上的压降对绝缘子串两端电压影响最大，降低杆塔接地阻Rch能有效地提高线路的耐雷水平。增大导地线间的耦合系数k可以减少绝缘子串上的电压，同样也可以提高耐雷水平。表10－4有避雷线线路的耐雷水平额定电压（kV）3517二雷击避雷线档距中央时的过电压

雷击避雷线档距中央时，虽然也会在雷击点产生很高的过电压，但由于避雷线的半径较小，会在避雷线上产生强烈的电晕；又由于雷击点离杆塔较远，当过电压波传播到杆塔时，已不足以使绝缘子串击穿，因此通常只需考虑雷击点避雷线对导线的反击问题。图10－5雷击避雷线挡距中央图10－6彼得逊等值电路

二雷击避雷线档距中央时的过电压图18雷击避雷线档距中央如图10－5所示，图中Z0和Zb分别为主放电通道和避雷线的波阻抗。由于雷击点离杆塔较远，过电压波到达两侧杆塔入地，再反射到达雷击点的时间较长，因此在反射波到达前，雷击点电压可用彼得逊等值电路计算。

雷击时的电流源彼得逊等值电路如图10－6所示。由图可得雷击点处的电压uA为

（10－11）

电压波uA自雷击点沿避雷线向两侧杆塔运动，经（l为档距长度，vb为避雷线中的波速）时间到达杆塔。由于杆塔接地，因此将有一负反射波沿原路返回，又经时间后到达雷击点。若此时雷电流尚未到达幅值，则雷击点的电位自负反射波到达后开始下降，故雷击点A的最高电位将出现在时。雷击避雷线档距中央如图10－5所示，图中Z019

若雷电流取为斜角波头i=at，将t的值代入，则由式（10－11）可得雷击点避雷线的最高电位UA为（10－12）

由于避雷线与导线间的耦合作用，在导线上将产生耦合电位kUA，故雷击处避雷线与导线间空气间隙S上所承受的最高电压US为

（10－13）

由上式可知，雷击避雷线档距中央时，雷击处避雷线与导线间空气绝缘所承受的电压与耦合系数k、档距l及雷电流陡度a有关。当此电压超过空气间隙的放电电压时，间隙就会发生击穿。对于大跨越档距，若大于雷电流波头，则从相邻杆塔来的负反射波到达雷击点时，雷电流已过峰值，故雷击点的最高电位由雷电流峰值决定。

若雷电流取为斜角波头i=at，将t的值代入，则由式（20由式（10－13），结合空气间隙的抗电强度，可以计算出不发生击穿的最小空气间隙距离S。我国规程规定，档距中央避雷线与导线间的空气间隙距离S宜按以下公式确定：（10－14）

其中，l为档距长度，1m是考虑到杆塔和接地体中波过程的影响。国内外的长期运行经验表明，雷击避雷线档距中央引起避雷线与导线间空气间隙闪络的事例是非常少见的，这可能是由于根据空气间隙的击穿强度来确定间隙距离的绝缘设计方法不符合实际情况造成的。一种解释认为，闪络发生前，避雷线与导线间的预击穿降低了间隙上的电位差。因此，在线路防雷工程设计中，只要避雷线和导线间的空气距离满足式（10－14）的要求，雷击避雷线档距中央引起线路的闪络跳闸可以忽略不计。

由式（10－13），结合空气间隙的抗电强度，可以计算21三绕击时的过电压和耐雷水平装设避雷线的线路，仍然有雷绕过避雷线而击于导线即发生绕击的可能性。虽然绕击的概率很低，但其危害较大，一旦发生绕击，往往会引起线路绝缘子串的闪络。（1）电气几何模型与绕击率绕击的原理可借助于20世纪60年代建立的电气几何模型进行分析。电气几何模型是以“闪击距离”（击距）rs的概念为基础的，所谓击距就是雷电先导头部与地面目标的临界击穿距离。击距的大小与先导头部的电位有关，因而与先导通道中的电荷有关，后者又决定了雷电流的幅值。因此，击距与rs与雷电流幅值IL有直接关系，根据理论研究和实验，其关系如下：（10－15）

其中，k、p为常数，不同的研究者给出的数值相差较大，通常采用美国的E.R.Whitehead给出的数值（k＝6.72，p=0.8）。三绕击时的过电压和耐雷水平（10－15）22

关于绕击的电气几何模型分析是以等击距的假设为依据的，即假定先导对杆塔、避雷线、地面和导线的击距均相等。

击距rs求出后，就可以用几何分析法来求先导对导线的绕击情况。如图10－7所示，分别以避雷线和导线d为中心，以击距rsi为半径作两个圆弧，这两个圆弧交于Bi点；再在离地面高度为rsi处作一水平线CiDi与以d为圆心、半径为rsi的弧交于Ci点，由圆弧AiBi、BiCi和直线CiDi在沿线路方向组成一曲面，称为定位曲面。雷电流幅值为ILi的先导未到定位曲面之前，其发展不受地面物体的影响，仅当它下行至定位曲面时才受地面物体的影响而定位。若ILi的先导落在AiBi弧上，则由于到避雷线的距离比到其它物体的距离为小，雷击中避雷线；同理，若落在BiCi弧上，则击中导线（发生绕击）；若落在直线CiDi上，则击中大地。因此，BiCi称为绕击暴露面。不同的雷电流幅值有不同的rs，所以可画出一系列的定位曲面。可以证明，AiBi弧与BiCi弧交点的轨迹为导线与避雷线的连线的垂直平分线（图中的直线oK），BiCi弧CiDi线的交点的轨迹为一抛物线（图中曲线HCiK）。中垂线与抛物线将整个空间分成三部分，中垂线与抛物线所包围的区域BiCi弧段为击中导线区（即绕击区）。随着雷电流的增大，BiCi弧段逐渐减小；当雷电流幅值增大到IK时，BiCi弧段缩减到零，此时已不可能发生绕击。相当于IK的击距称为临界击距rsb。关于绕击的电气几何模型分析是以等击距的假设为依23图10－7输电线路绕击的电气几何模型图10－7输电线路绕击的电气几何模型24从电气几何模型可以看出，当雷电流大于一定值时，就不会发生绕击；而当雷电流较小时，则绕击的可能性增大。电气几何模型是在多年运行经验及现场实测基础上总结的一种工程化的估计方法，用它可以说明为什么在保护角不大（但仍不能满足有效屏蔽的要求）时，线路会有绕击事故，即在分析绕击事故时是有用的；同时，该模型也证明了高杆塔时采用负保护角的必要性。但这一模型尚存在一些问题，首先在于击距的确定，基本数据不太可靠，各家数据相差很大；第二，在击穿前的最后一次下行先导逐级发展时，它不一定就恰好停歇在一个“击距”上，而可能停歇在比一个“击距”小的任何位置上，因此大电流也可能发生绕击；最后，当线路电压等级提高时，由于绝缘加强，所以能承受的雷击电流也增大，而允许击距也随之增大，这样就得出了有其保护角可以随线路电压等级的提高而加大的结果，但这一点是与运行经验恰恰相反的。因此，该模型还有待完善。在工程实际中，往往采用经验公式来求取绕击概率。根据模拟试验、现场实测和运行经验，绕击率P与避雷线对外侧导线的保护角、杆塔高度和线路经过地区的地形地貌和地质条件有关，我国技术规程建议采用下列公式进行计算绕击率P：

从电气几何模型可以看出，当雷电流大于一定值时25对平原地区

（10－16）

对山区

（10－17）

其中，为保护角（）；h为杆塔高度（m）。从上两式可知，山区线路的绕击率约为平原线路的3倍，或相当于保护角增大了8。（2）绕击耐雷水平忽略避雷线和导线的耦合作用，以及杆塔接地的影响，发生绕击时可以认为是雷电流波i/2，沿波阻抗为Z0的主放电通道传播到A点，如图10－8所示。图中Zd为导线的等值波阻。设导线为无穷长，则根据彼得逊法则，得到如图10－8（b）所示的等值电路。

对平原地区（10－16）对山区（10－17）其中，26图10－8绕击导线的等值电路流经雷击点A的电流iA为

（10－18）

导线上的电压uA为（10－19）

图10－8绕击导线的等值电路流经雷击点A的电流iA27其幅值UA为

（10－20）

从上式可知，绕击时导线上的电压随雷电流幅值的增大而增大，若超过绝缘子串的闪络电压，则绝缘子串将发生闪络，绕击时的耐雷水平I2可根据令UA等于绝缘子串的50％闪络电压U50%来计算：

（10－21）

我国技术规程认为

（10－22）

根据规程法，35、110、220、330kV线路的绕击耐雷水平分别为3.5、7、12和16kA左右，较雷击杆塔时的耐雷水平小得多。其幅值UA为（10－20）从上式可知，绕2810.1.3输电线路的雷击跳闸率输电线路遭受雷击发生跳闸需要满足两个条件。首先是直击线路的雷电流超过线路的耐雷水平，线路绝缘将发生冲击闪络。但是它的持续时间只有几十微秒，线路开关还来不及跳闸，因此必须满足第二个条件——冲击电弧转化为稳定的工频电弧，才能导致线路跳闸。一、建弧率冲击闪络转化为稳定的工频电弧的概率，称为建弧率。建弧率η与工频弧道中的平均电场强度E有关，也与闪络瞬间工频电压的瞬时值和去游离条件有关。根据试验和运行经验，可按下式计算η：（10－23）

其中，E为绝缘子串的平均运行电压（有效值）梯度kV/m

10.1.3输电线路的雷击跳闸率输电线路遭29对中性点有效接地系统

（10－24）

对中性点非有效接地系统，单相闪络不会引起跳闸，只有当第二相导线闪络后才会造成相间闪络而跳闸，因此

（10－25）

上两式中，ue为线路额定电压（有效值）（kV）；l1为绝缘子串长度（m）；l2为木横担线路的线间距离（m），对铁横担和钢筋混凝土横担线路，l2=0。实践证明，当E≤6kV/m时，则建弧率很小，可以近似地认为η＝0。

对中性点有效接地系统（10－24）对中性点30二有避雷线线路雷击跳闸率的计算以下介绍的方法是我国用于工程近似计算线路雷击跳闸率的方法，简称规程法。（1）雷击杆塔时的跳闸率由式（9－5），每100km线路每年（40个雷电日）遭受雷击的次数N为次/100km·年（10－26）

其中，T＝40（雷暴日），＝0.07次/平方公里雷暴日，h为避雷线平均高度。设n1为N次雷击中，击中杆塔的塔顶引起跳闸的次数，则（10－27）

其中，g为击杆率，见表10－1；P1为雷电流幅值超过雷击杆塔耐雷水平I1的概率，I1由式（10－10）求得，P1由式（9－1）求得；η为建弧率，由式（10－23）求得。二有避雷线线路雷击跳闸率的计算次/100km·年（1031（2）雷绕击导线时的跳闸率设n2为线路绕击跳闸率，则（10－28）

其中，N的意义同前式；Pα为绕击率，由式（10－16）、（10－17）求得；P2为雷电流幅值超过绕击耐雷水平I2的概率，I2由式（10－21）或（10－22）求得，P2由式（9－1）求得。（3）线路跳闸率设n为线路跳闸率，根据以上分析，忽略雷击避雷线档距中央引起的跳闸率时，线路的总跳闸率为雷击杆塔跳闸率n1与绕击跳闸率n2之和，即

（10－29）

（2）雷绕击导线时的跳闸率（10－28）其中，N的意义同前3210.1.4输电线路的防雷措施输电线路防雷设计的目的，是提高线路的耐雷性能，降低雷击跳闸率。在雷害发展过程的各个环节，采取相应的措施，如图10－10所示。以下为一些常用的线路防雷措施。

图10－10线路雷害事故的发展过程及防护措施10.1.4输电线路的防雷措施输电线路防雷33（1）架设避雷线这是高压和超高压输电线路最基本的防雷措施，其主要作用是防止雷直击导线。此外，避雷线对雷电流还有分流作用，可以减小流入杆塔的雷电流，使塔顶电位下降；与导线之间的耦合也可降低绝缘上的过电压。我国规程规定，除了部分雷害较少的110kV线路外，110kV及以上线路一般应全线架设避雷线，保护角一般采用2030；500kV线路应架设双避雷线，保护角不大于15。

在双避雷线的超高压线路上，正常的工作电流将在每个档距中两根避雷线所组成的闭合回路里感应出电流并引起功率损耗。为降低这种损耗和将避雷线作通讯线用，可将避雷线经一个小间隙对地绝缘起来，雷击时此间隙击穿，避雷线接地。（2）降低杆塔接地电阻对于一般高度的杆塔，降低杆塔的接地电阻是提高线路耐雷水平防止反击的有效措施。我国规程规定了杆塔的工频接地电阻，一般为1030，具体数值见表9－6。

（1）架设避雷线34在土壤电阻率ρ<1000Ω·m的地区，杆塔的混凝土基础也能在某种程度上起天然接地体的作用，但在大多数情况下难以满足要求，故需另加人工接地装置。（3）架设耦合地线作为一种补救措施，可在某些建成投运后雷击故障频发的线段上，在导线的下方加装一条耦合地线。它虽然不能像避雷线那样拦截直击雷，但具有一定的分流作用和增强导、地线之间的耦合系数，因而也能提高线路的耐雷水平和降低雷击跳闸率。（4）采用不平衡绝缘方式为了节省线路走廊用地，在现代高压及超高压线路中，采用同杆架设双回线路的情况日益增多。为了避免线路落雷时双回路同时闪络跳闸而造成完全停电的严重局面，在采用通常的防雷措施仍无法满足要求时，可采用不平衡绝缘的方案。亦即使一回路的三相绝缘子片数少于另一回路的三相，这样在雷击线路时，绝缘水平较低的那—回路将先发生冲击闪络。闪络后的导线相当于地线，增加了对另一回路导线的耦合作用，提高了另一回路的耐雷水平。

在土壤电阻率ρ<1000Ω·m的地区，杆塔的35（5）装设自动重合闸由于线路绝缘具有自恢复功能，大多数雷击造成的冲击闪络和工频电弧在线路跳闸后能迅速去电离，线路绝缘不会发生永久性的损坏或老化，因此装设自动重合闸的效果很好。我国110kV及以上线路的重合闸成功率高达75%~95%，可见自动重合闸是减少线路雷击停电事故的有效措施。（6）采用消弧线圈接地方式对雷电活动强烈，接地电阻又难以降低的地区，采用中性点经消弧线圈接地，能使雷电过电压所引起的相对地冲击闪络不转变为稳定的工频电弧，绝大多数的单相雷击闪络接地故障将被消弧线圈所消除，大大减小了建弧率和断路器的跳闸次数。而在两相或三相遭雷击时，雷击引起第一相导线闪络并不会引起跳闸，闪络后的导线相当于地线，增加了耦合作用，使未闪络相绝缘子串上的电压下降，从而提高了耐雷水平。我国的消弧线圈接地方式运行效果良好，雷击跳闸率大约可以降低1/3左右。（5）装设自动重合闸36（7）加强绝缘例如增加绝缘子串中的片数、改用大爬距悬式绝缘子、增大塔头空气间距等等。这样做当然也能提高线路的耐雷水平、降低建弧率，但实施起来会有相当大的局限性，仅在落雷机会较多的个别大跨越高杆塔上使用。一般为了提高线路的耐雷水平，均优先考虑采用降低杆塔接地电阻的办法。（8）安装线路避雷器用作线路上雷电过电压特别大或绝缘弱点的防雷保护。它能免除线路绝缘的冲击闪络，并能使建弧率降为零。在现代输电线路上，常把管型避雷器安装在线路之间及高压线路与弱电（例如通信）线路之间的交叉跨越档、过江大跨越高杆塔、变电站的进线保护段等处。随着氧化锌避雷器的发展，复合外套氧化锌避雷器由于其重量轻、安全性好，已成功用于线路上。在确定防雷方式时，应全面考虑线路的重要程度、系统运行方式、线路经过地区雷电活动的强弱、地形地貌特点、土壤电阻率的高低等条件，结合当地原有线路的运行经验，根据技术经济比较的结果，采取合理的保护措施。（7）加强绝缘（8）安装线路避雷器3710.2发电厂和变电站的防雷保护10.2.1发电厂、变电站的直击雷保护

发电厂和变电站是电力系统的枢纽，一旦发生雷害事故，停电的影响面很大，且由于发电机、变压器等主要电气设备的内绝缘击穿后大多没有自恢复功能，使得停电时间比较长。因此，发电厂和变电站的防雷保护必须十分可靠。发电厂、变电站遭受的雷害可能来自两个方面：雷直击发电厂、变电站；雷击线路，过电压波沿线路侵入发电厂、变电站。由于线路落雷频繁，因此后者是发电厂、变电站遭受雷害的主要原因。对直击雷的防护一般采用避雷针和避雷线。我国的运行经验表明，凡按规程要求装设避雷针和避雷线的发电厂和变电站，绕击和反击的事故率都非常低，每年每100个变电站发生绕击或反击的次数约为0.3次，防雷效果比较好。

10.2发电厂和变电站的防雷保护10.2.1发电厂、变电38为了防止雷直击于发电厂和变电站，应该使所有被保护物体处于避雷针或避雷线的保护范围之内，这已在前面进行了介绍；同时还要求雷击避雷针或避雷线时，不应对被保护物体发生反击，这里主要对此进行讨论。避雷针的装设可分为独立避雷针和构架避雷针两种。如图10－11所示，当独立避雷针遭受雷击时，雷电流流过避雷针和接地装置，将会出现很高的电位。设避雷针在高度h处的电位为uk，接地装置上的电位为ud，则（10－30）

（10－31）

其中，L为h长避雷针的电感；Rch为避雷针的冲击接地电阻；iL为流经避雷针的电流。为防止避雷针对被保护物体发生反击，避雷针与被保护物体之间的空气间隙Sk应有足够的距离。若取空气间隙的击穿场强为Ek，则Sk应满足为了防止雷直击于发电厂和变电站，应该使所有被39图10－11雷击独立避雷针（10－32）

为防止避雷针接地装置与被保护物体接地装置之间发生反击，两者之间的地中距离Sd也应有足够的距离。若取土壤击穿场强为Ed，则Sd应满足

图10－11雷击独立避雷针（10－32）40（10－33）

取雷电流的幅值为100kA，雷电流的平均上升陡度为100/2.6＝38.5kA/s，避雷针的电感为1.55H/m，空气间隙和土壤的击穿强度分别为Ek＝500kV/m、Ed＝300kV/m，则由上两式可得

（m）

（m）

按实际运行经验进行校验后，我国标准《交流电气装置的过电压保护和绝缘配合》推荐用下面两个公式校核独立避雷针的空气间距Sk和地中距离Sd。

Sk≥0.2Rch＋0.1h（10－34）Sd≥0.3Rch（10－35）

在一般情况下，Sk不应小于5m，Sd不应小于3m。（10－33）取雷电流的幅值为100kA，41对于110kV及以上的配电装置，由于其绝缘水平较高，可以将避雷针装设在配电装置的构架上。装设避雷针的构架应就近装设辅助接地装置，该装置与变电站接地网的连接点离主变压器与接地网连接点的距离不应小于15m，其目的是使雷击时在避雷针接地装置上产生的高电位，在沿地网向变压器接地点传播的过程中逐渐衰减，以避免对变压器造成反击。由于变压器是变电站中最重要的设备，且其绝缘较弱，因此在变压器门型构架上不应装设避雷针。对于35kV及以下的变电站，由于其绝缘水平较低，故不允许将避雷针装设在配电构架上，应架设独立避雷针，其接地电阻一般不超过10，以免出现反击事故。发电厂厂房一般不装设避雷针，以免发生反击事故和引起继电保护的误动作。关于是否采用避雷线的问题，过去因为强调避雷线断线有造成母线短路的危险，所以在发电厂和变电站用得很少。但国外多年的运行经验表明，用避雷线同样可以得到很高的防雷可靠性。我国新的技术标准也规定了可采用避雷线保护。架设避雷线时同样要注意避免引起反击事故。对于110kV及以上的配电装置，由于其绝缘4210.2.2变电站的侵入波保护由于线路落雷频繁，所以沿线路入侵的雷电波是发电厂、变电所遭受雷害的主要原因。由线路入侵的雷电波电压，虽受到线路绝缘的限制，但线路绝缘水平比发电厂、变电站电气设备的绝缘水平高。若不采取防护措施，势必造成发电厂、变电站电气设备的损坏事故。据统计，我国每年每100个35kV和110220kV变电站由入侵雷电波引起的事故率分别为0.67次和0.5次。防止侵入波危害的主要保护措施是在发电厂、变电所内装设阀型避雷器以限制入侵雷电波的幅值，使设备上的过电压不超过其冲击耐压值，在发电厂、变电站的进线上设置进线保护段以限制流经避雷器的雷电流和限制入侵雷电波的陡度。

10.2.2变电站的侵入波保护由于线路落雷43一、避雷器的保护作用分析图10－12避雷器接在变压器端的接线和等值电路首先分析阀型避雷器直接装设在变压器出线端的简单接线，如图10－12（a）所示。为简化分析，不计变压器的对地入口电容，并假定避雷器的伏秒特性uf（t）和伏安特性ub=f（ib）已知。侵入波u（t）沿波阻抗为Z1的线路入侵，根据彼得逊法则，侵入波u到达避雷器后，在避雷器动作前相当于末端开路，避雷器上电压上升为2u（t），其等值电路如图10－12（b）所示。一、避雷器的保护作用分析图10－12避雷器接在变压44（10－35）

对上式包含非线性变量的方程，可用图解法求解。如图10－13所示，纵坐标取电压u，横坐标分别取时间t和电流i。在u－t坐标平面内，避雷器上的电压2u（t）与避雷器伏秒特性相交的点对应避雷器的冲击放电电压Uch。在u－i坐标平面内（适用于间隙击穿后），画出曲线ub+ibZ1，然后自侵入波的幅值处作一水平线与曲线ub+ibZ1相交，交点的横坐标就是流过避雷器的最大雷电流Ibm，由Ibm对应的Ub＝f（ib）曲线上的电压Ubm就是避雷器的最大残压。其它时刻避雷器上的电压ub可按此用图解法求得。当避雷器上的电压2u（t）与避雷器伏秒特性uf（t）相交时，间隙放电，其后的等值电路如图10－12（c）所示，可得（10－35）对上式包含非线性变量的方程，45图10－13避雷器电压Ub的图解法图10－13避雷器电压Ub的图解法46由于阀型避雷器的伏秒特性比较平坦，故其冲击放电电压值Uch基本上不随侵入波的陡度而变化。避雷器的残压值与流过的电流大小有关，但因阀片的非线性特性，在较大的雷电流变化范围内，其残压近乎不变。如前述，在具有正常防雷接线的110220kV变电站中，流经避雷器的雷电流一般不超过5kA（对330kV及以上系统为10kA），故残压的最大值取5kA下的数值；在一般情况下，避雷器的冲击放电电压与5kA下的残压基本相同。因此，在以后的分析中，可以将避雷器上的电压ub近似视为一斜角平顶波，其幅值为5kA下的残压Ub-5，波头时间（即避雷器放电时间）则取决于侵入波的陡度。若侵入波为斜角波u=at，则避雷器的作用相当于在避雷器放电时刻tf在装设避雷器处产生一负电压波－a（t－tf），如图10－14所示。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的电压完全相等，只要避雷器的冲击放电电压和5kA下的残压低于变压器的冲击耐压，则变压器将得到可靠的保护。由于阀型避雷器的伏秒特性比较平坦，故其冲击放47图10－14分析用避雷器上电压波形二距离效应变电站中有很多电气设备，我们不可能在每个设备旁装设一组避雷器加以保护，一般只在变电站母线上装设避雷器。由于变压器是最重要的设备，因此避雷器应尽量靠近变压器。这样，避雷器离开变压器和各电气设备都有一段长度不等的距离。当雷电波入侵时，由于波的反射，被保护的电气设备上的电压将不同于避雷器的残压。图10－14分析用避雷器上电压波形48

以如图10－15（a）所示的典型接线为例。由于一般电气设备的等值入口电容都不大，因此可以忽略其影响，被保护设备处可以认为是开路，故得到等值电路如图10－15（b）所示。可以应用网格法进行分析，如图10－16所示。设侵入波为斜角波u（t）=at，分析时分别以各点出现电压的时刻为各自的时间零点。图10－15分析雷电波侵入变电站的典型接线以如图10－15（a）所示的典型接线为例。由于一般电49图10－16计算电压用的网络图

图10－16计算电压用的网络图

50（1）避雷器上的电压uB（t）T点的反射波到达尚未到达B点时，T点的反射波到达B点以后至避雷器动作前，（假设避雷器的放电时间），其中v为波速。当t=tf时，uB（t）与避雷器伏秒特性相交，避雷器动作，由于避雷器非线性特性较好，此后可以认为避雷器保持不变的残压Ub-5（5kA下的残压）。这样，可以认为在t=tf时在B点叠加了一个负的电压波－2a（t－tf），即当ttf时（10－36）由上式可得（10－37）（1）避雷器上的电压uB（t）T点的反射波到达B点以后至避雷51图10－17接线上各点的电压波形

的波形见表10－4（a）和图10－17（a），其中（2）进线刀闸上的电压和变压器上的电压同理，利用由10－15（b）可以求得uL（t）和uT（t），见表10－5（b）、（c）和图10－17（b）、（c）。从图表中可以看出，进线刀闸处电压的最大值UL为图10－17接线上各点的电压波形

的波形52（10－38）变压器上电压的最大值UT为（10－39）因此，不论被保护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高于避雷器的残压，其差值为（10－40）变压器上电压具有振荡性质，其振荡轴为Ub-5，这是由于避雷器动作后产生的负电压波在B点与T点之间多次反射引起的。以上分析是从最简单、最严重的情况出发的。实际上，由于变电站接线比较复杂，出线可能不止一路，设备本身又存在对地电容，这些都将对变电站的波过程产生影响。一般可将式（10－40）修改为，其中K为考虑设备电容而引入的修正系数。（10－38）变压器上电压的最大值UT为（10－39）53实际的过电压波形如图10－18所示，其振荡轴为避雷器的残压。这种波形和冲击全波相差很大，它对变压器绝缘的作用与截波相近，所以通常拿它的最大值与变压器的多次截波耐压值（约等于三次截波耐压值的1/1.15）。表10－6列出了不同电压等级变压器多次截波耐压值与避雷器的残压。图10－18雷电波侵入变电站时，变压器上典型的实际电压波形实际的过电压波形如图10－18所示，其振荡轴为避雷器54表10－6变压器多次截波耐压值与避雷器残压的比较额定电压（kV）变压器三次截波耐压Uj-5（kV）变压器多次截波耐压Uj（kV）FZ避雷器5kA残压Ub-5（kV）FCZ避雷器5kA残压Ub-5（kV）变压器多次截波耐压与避雷器残压的比FZFCZ35110220330225550109013001964789491130134332664－1082605158201.461.441.43－1.811.831.851.38三最大电气距离从前面的分析可以看出，当侵入波陡度一定时，避雷器与被保护设备之间的电气距离越大，设备上电压高出避雷器的残压也就越多。因此，要使避雷器起到良好的保护作用，它与被保护设备之间的电气距离就不能超过一定的值，即存在一个最大电气距离。超过最大电气距离后，设备上所受的冲击电压Us将超过其冲击耐压（多次截波耐压值）Uj，保护失效。在变电站设计时，应使所有设备到避雷器的电气距离都在保护范围内，即满足

表10－6变压器多次截波耐压值与避雷器残压的比较额55（10－41）

对于一定陡度的侵入波，最大允许电气距离lmax为

（10－42）

图10－19（a）和（b）分别表示一路进线与两路进线的变电站避雷器与主变压器、电压互感器间的最大电气距离与侵入波陡度的关系，横坐标为波的空间梯度。变电站内其它设备的冲击耐压值较变压器高，它们与避雷器间的电气距离可相应增大35%。图中35220kV级系按普通阀型避雷器计算，330kV级系按磁吹阀型避雷器计算。不难理解，采用保护性能比普通阀型避雷器更好的磁吹避雷器或氧化锌避雷器，就能增大保护距离。表10－7（a）和（b）分别列出了我国标准推荐的采用普通阀型避雷器和氧化锌避雷器后的最大电气距离。（10－41）对于一定陡度的侵入波，最大允许电气距离lma56图10－19避雷器与变压器间的最大电气距离与侵入波陡度的关系对一般变电站的雷电侵入波保护设计主要在于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，变压器和各设备到避雷器的电气距离均应小于其最大电气距离。避雷器一般装设在母线上，如一组避雷器不能满足要求，则应考虑增设。对于接线复杂和特殊的变电站，需要通过模拟试验和计算来确定阀型避雷器的安装数量和位置。图10－19避雷器与变压器间的最大电气距离与侵入波陡57表10－7（a）普通阀型避雷器至主变压器之间的最大电气距离（m）额定电压（kV）进线段长度（km）进线路数123≥43511.5225405040557550659055751056611.524560806585105801051309011514511011.524570100709513580115160901301802202105165195220注：1.全线有避雷线时按进线段长度为2km选取，进线段长度在1km～2km之间时按补插法确定，表10－7（b）也同此。2.35kV也适用于有串联间隙金属氧化物避雷器的情况。表10－7（a）普通阀型避雷器至主变压器之间的最大电58表10－7（b）金属氧化物避雷器至主变压器之间的最大电气距离（m）额定电压（kV）进线段长度（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.本表括号内所对应的雷电冲击全波耐受电压为850kV。表10－7（b）金属氧化物避雷器至主变压器之间的最大电5910.2.3变电站的进线段保护当雷电波侵入变电站时，要使变电站的电气设备得到可靠的保护，必须限制侵入波的陡度，并限制流过避雷器的雷电流以降低残压。运行经验表明，变电站的雷电侵入波事故约有50%是由雷击离变电站1km以内的线路引起的，约有71%是由雷击3km以内的线路引起的。这就要求变电站的线路进线段应有更好的保护，它是对雷电侵入波防护的一个重要的辅助手段。进线段保护是指在临近变电站12km的一段线路上加强防雷保护措施。对35110kV全线无避雷线的线路，进线段须架设避雷线，保护角取20；同时，对上述线路以及110km以上已沿全线架设避雷线的线路，在进线段内应使保护角减小，并使线路有较高的耐雷水平（表10－4中线路耐雷水平较高的数值），以减小进线段内由于绕击或反击所形成的侵入波的概率。这样，可以认为侵入变电站的雷电波主要来自进线保护段之外，在进入变电站以前必须经过进线段这一段距离。

10.2.3变电站的进线段保护当雷电波侵入60变电站内设备距避雷器的最大电气距离lmax就是根据进线段以外落雷的条件求得的，这样就可以保证进线段以外落雷时变电站不会发生事故。35kV及以上变电站的进线段保护典型接线如图10－20所示。图10－2035kV及以上变电站的进线段保护接线变电站内设备距避雷器的最大电气距离lmax就61图10－21进线段限制避雷器电流的原理接线（a）及等值电路（b）一、进线段保护的作用进线段主要起两方面的作用：1.进入变电所的雷电过电压波将来自进线段以外的线路，它们在流过进线段时将因冲击电晕而发生衰减和变形，降低了波前陡度和幅值；2.利用进线段来限制流过避雷器的冲击电流幅值。图10－21进线段限制避雷器电流的原理接线（a）及等值电路62（1）进线段首端落雷，流经避雷器的电流首端（图10－20中A点）落雷是最严重的情况。受线路绝缘放电电压的限制，雷电侵入波的最大幅值为线路绝缘的50%冲击闪络电压U50%。雷电波在12km的进线段内往返一次所需要的时间为t=2l/v=6.7~13.3s，而侵入波的波头很短，故避雷器动作后产生的负电压波折回雷击点在雷击点产生的反射波到达避雷器前，流经避雷器的雷电流已过峰值。因此可以不计再次反射及以后过程的影响，只按原侵入波进行分析，可用图10－21所示的等值电路列出方程：（10－43）

其中，IbL为流经避雷器的最大雷电流；Z为进线段导线波阻；Ubm为避雷器的最大残压。由于避雷器阀片的良好的非线性特性，可以假定残压不随IbL的变化而为常数，则上式的解为（1）进线段首端落雷，流经避雷器的电流（10－43）其中，63（2）进入变电站的雷电波的陡度在分析进线段对进入的雷电波陡度的影响时，可以从最严重的情况出发，即出现在进线段首端的入侵雷电波的最大幅值为线路的U50%且具有直角波头。由于U50%已大大超过导线的临界电晕半径，因此在侵入波的作用下，线路上将出现冲击电晕，导致波形变形、波头变长。由式（8－77），可以求得进入变电站的雷电波的陡度为

为kV/s

（10－45）

或

（10－46）

其中，U为来波幅值（kV）；为导线平均高度（m）；l为进线段长度（km）。（2）进入变电站的雷电波的陡度为kV/s 64表10－9列出了用上两式计算得到的不同电压等级的变电站侵入波的计算陡度a’值。由该表按已知的进线段长度求出a’值后，就可根据图10－19求得变压器或其它设备到避雷器的最大电气距离lmax。表10－9变电站侵入波计算陡度额定电压（kV）计算用进波陡度a’（kV/m）进线段长1km进线段长2km或全线有避雷线351102203305001.01.5－－－0.50.751.52.22.5表10－9列出了用上两式计算得到的不同电压等65图10－20所示的35kV及以上变电站的进线段保护典型接线中，另外安装了三组避雷器。安装在进线段首端的GB1为管型避雷器用以限制入侵雷电波的幅值。在雷雨季节，进线的断路器或隔离开关可能经常处于开路状态，而此时线路侧又经常带工频电压（开关处于热备用状态），当沿线有U50%幅值的雷电波入侵时，在此断开点将发生全反射，电压加倍，有可能使断路器或隔离开关对地闪络。此时由于线路侧带电，将进一步导致工频短路，有可能将断路器或隔离开关的绝缘部件烧毁。因此，必须在靠近隔离开关或断路器处装设一组管型避雷器GB2，在断路器闭合运行时该避雷器不能动作，也即此时GB2应在变电站阀型避雷器的保护范围内。如GB2在断路器闭合运行时由于侵入波而发生放电，则将造成截波，可能危及纵绝缘与相间绝缘。若选不到适当参数的避雷器，则GB2可用阀型避雷器或保护间隙代替。图10－20所示的35kV及以上变电站的进线段保护典66二、35kV小容量变电站的简化进线保护对35kV的小容量变电站，可根据变电站的重要性和雷电活动强度等情况采取简化的进线保护。由于35kV小容量变电站尺寸小，避雷器与变压器的电气距离一般在10m以内，故侵入波陡度允许增加，进线段长度可以缩短到500600m。为限制流入避雷器的电流，在进线首端可装设一组管型避雷器或保护间隙，如图10－22所示。容量更小的变电站，保护接线还可以进一步简化。35110kV变电站，如进线段装设避雷线有困难或进线段杆塔接地电阻难以下降，不能达到规程要求的耐雷水平时，可在进线的终端杆上装设一组1mH左右的电抗器来代替进线段，如图10－23所示，以限制流过避雷器的雷电流幅值和陡度。

二、35kV小容量变电站的简化进线保护67图10－22（3150～5000）kVA35kV变电站的简化接线图10－23用电抗器代替进行线段的保护接线图10－22（3150～5000）kVA35kV变6810.2.4变电站防雷的几个具体问题（1）三绕组变压器的保护当三绕组变压器的高压侧或中压侧有雷电过电压波袭来时，通过绕组间的静电耦合和电磁耦合，在低压绕组上也会出现一定的过电压。最不利的情况是低压绕组处于开路状态，对地电容很小，这时静电感应分量可能很大而危及绝缘。考虑到静电分量将使低压绕组的三相导线电位同时升高，所以只要在任一相低压绕组出线端加装一只该电压等级的阀型避雷器，就能保护好三相低压绕组。中压绕组虽也有开路运行的可能，但因其绝缘水平较高，一般不需加装避雷器来保护。（2）自耦变压器的保护自耦变压器除了有高、中压绕组外，还有三角形接线的非自耦绕组，以减小零序阻抗和改善电压波形。在此非自耦低压绕组上，根据上节所述，应加装一台避雷器，以限制静电感应过电压。10.2.4变电站防雷的几个具体问题（1）三绕组变压器的69在运行中，有可能出现高、低压绕组运行、中压绕组开路及中、低压绕组运行、高压绕组开路的情况。由于高、中压绕组的中性点均直接接地，因而在雷电波（幅值为U0）侵入高压侧时，自耦绕组各点的电压初始分布、稳态分布和各点最大电压的包络线均与中性点接地的单绕组相同。因此，在开路的中压侧端子A’上可能出现的最大电压约为高压侧电压U0的2/k（k为变压器变比），如图10－24（a）所示。这可能使处于开路状态的中压端的套管闪络，故在中压套管与断路器之间应装设一组避雷器保护。当幅值为U’0的雷电波从中压侧侵入而高压侧开路时，绕组中的初始和稳态电位分布分别如图10－24（b）中的曲线1、2所示，曲线3为最大电位包络线。从图中可以看出，A’－0段和A’－A段的稳态电位分布是不同的，前者与末端接地的变压器绕组相同，后者取决于电磁感应。因此，高压端A的稳态电位上升到kU0’，且振荡电压的最大值约为kU0’，这将危及处于开路状态的高压端，因此在高压端和断路器之间也应装设一组避雷器。在运行中，有可能出现高、低压绕组运行、中压绕70图10－24雷电波侵入自耦变压器时的过电压图10－24雷电波侵入自耦变压器时的过电压71自耦变压器的防雷接线如图10－25所示。此外，需要注意下述情况：当中压侧接有出线时（相当于A’点经线路波阻抗接地），如高压侧有过电压波入侵，A’点的电位接近于零，大部分过电压将作用在A－A’段绕组上，这显然是危险的；同样地，高压侧接有出线时，中压侧进波也会造成类似的后果。显然，A－A’绕组越短（即变比越小），危险性越大。一般在k＜1.25时，还应在A－A’之间再跨接一组避雷器（图10-25中的FZ3）。图10－25（b）是采用“自耦”避雷器的保护接线，与（a）相比，可以节省避雷器元件，但引线较麻烦。（3）变压器中性点的保护由前述波过程理论已经得到，当三相来波时，变压器中性点的电位，会达到绕组首端电压的两倍，因此需要考虑变压器中性点的保护问题。自耦变压器的防雷接线如图10－25所示。72图10－25自耦变压器的防雷保护接线对于35kV及以下中性点非有效接地的系统，变压器是全绝缘的，其中性点的绝缘水平与相线端相同。由于三相来波的概率较小，来波大多源自远处从而使波头较缓，进线多起了分流作用等因素，我国规程规定，一般不用接避雷器保护。图10－25自耦变压器的防雷保护接线73对于110kV及以上的中性点有效接地系统，由于继电保护的需要，可能有一部分变压器的中性点不接地运行。而在这些系统中的变压器往往是分级绝缘的，即变压器中性点绝缘水平较相线端低得多（如我国110kV和220kV变压器中性点的绝缘分别为35kV级和110kV级绝缘），故需在中性点上加装阀型避雷器或间隙。避雷器的灭弧电压应大于该电网一相接地而引起的中性点电位升高的有效值，以免爆炸。在中性点直接接地的电网中，一相接地时中性点电位升高的稳态值最大可达到最高运行线电压的35%，所以中性点保护用避雷器的灭弧电压可选用系统最高运行线电压的0.4倍。（4）配电变压器的保护配电变压器的保护接线如图10－26所示。应尽量在靠近高压侧线上装设氧化锌或阀型避雷器，其接地线应与变压器的金属外壳以及低压侧中性点（变压器中性点绝缘时则为中性点的击穿保险管的接地端）连在一起共同接地，并应尽量减小接地线的长度，以减小其上的压降。这样，当避雷器动作时，作用在变压器主绝缘上的就主要是避雷器残压，不包括接地电阻上的压降。这种共同接地的缺点是避雷器动作时引起的地电位升高，可能危害低压用户安全。对于110kV及以上的中性点有效接地系统，由74图10－26配电变压器的保护接线图10－26配电变压器的保护接线75运行经验表明，如果只在高压侧装设避雷器，还不能免除变压器遭受“正、反变换过电压”的危害。所谓“正、反变换过电压”是指高压侧线路受到直击或感应雷击使避雷器动作时，冲击大电流在接地电阻上产生较大的冲击电压，该电压将同时作用在低电压侧线路的中性点上；低压线路可视为经波阻抗接地，因此中性点电压的大部分降落在低压绕组上，这部分电压经过电磁耦合，按变比关系在高压绕组上感应出过电压。由于高压绕组的出线端的电压受避雷器限制，故在高压绕组上感应出的过电压将沿高压绕组分布，在中性点处达到最大值，可能危及中性点附近的绝缘，也会危及绕组的相间绝缘。为了防止这种过电压，应该在配电变压器的低压侧加装氧化锌避雷器。（5）GIS防雷保护的特点全封闭SF6气体绝缘变电站（GIS）因具有一系列优点而日益获得广泛采用。它的防雷保护除了与常规变电所具有共同的原则外，也有自己的一些特点：运行经验表明，如果只在高压侧装设避雷器，还不76（A）由于内部电场为均匀场或稍不均匀场，GIS绝缘的伏秒特性很平坦，其冲击系数接近于1（约为1.21.3），且负极性击穿电压较正极性低，因此其绝缘水平主要取决于雷电冲击水平，因而对所用避雷器的伏秒特性、放电稳定性等技术指标都提出了特别高的要求，最好采用保护性能优异的氧化锌避雷器；（B）GIS结构紧凑，设备之间的电气距离大大缩减，被保护设备与避雷器相距较近，比常规变电站有利；（C）GIS的同轴母线的波阻抗一般只有60100，约为架空线的1/5。从架空线入侵的过电压波经过折射，其幅值和陡度都显著变小，这对变电站的侵入波防护也是有利的；（D）GIS内的绝缘，大多为稍不均匀电场结构，一旦出现电晕，电子崩很容易发展成击穿，而且不能恢复原有的电气强度，甚至导致整个GIS系统的损坏，而GIS本身的价格远较敞开式变电站昂贵，因而要求它的防雷保护措施更加可靠、在绝缘配合中留有足够的裕度。（A）由于内部电场为均匀场或稍不均匀场，GI77根据以上分析和模拟计算结果，GIS的雷电过电压较敞开式变电站低，实现过电压保护比较容易。例如，对于500kV级GIS，2000m进线段只要最靠近变电站的一基杆塔的工频接地电阻保持在15以下，其余为20，就能保证有足够的耐雷水平。

在实施保护时，应尽可能避免采用性能不同的避雷器搭配对GIS进行保护，因为这会妨碍ZnO避雷器发挥应有的保护作用。根据以上分析和模拟计算结果，GIS的雷电过电78表10－10电机与变压器冲击耐压值、避雷器特性的比较电机额定电压（kV）电机出厂工频试验电压（kV）电机出厂冲击耐压估计值（幅值，kV）同级变压器出厂冲击试验电压（幅值，kV）运行中交流耐压（幅值，kV）运行中直流耐压2.5Ue（幅值，kV）相应的磁吹避雷器3kA残压（幅值，kV）氧化锌避雷器3kA残压（幅值，kV）3.152Ue＋110.343.56.77.99.57.86.310MW以下2Ue＋119.26013.415.81915.810MW及以上2.5Ue22.310.52Ue＋334.08022.326.3312613.82Ue＋343.310829.334.54034.215.752Ue＋348.810833.439.44539表10－10电机与变压器冲击耐压值、避雷器特性的比较电7910.3旋转电机的防雷保护10.3.1旋转电机防雷保护的特点

旋转电机（发电机、调相机、大型电动机等）防雷保护要比变压器困难得多，雷害事故率也往往大于变压器。这是因为旋转电机在绝缘结构、性能和绝缘配合方面具有一些与变压器不同的特点：(1)在同一电压等级的电气设备中，旋转电机的冲击绝缘强度最低。原因在于：①电机具有高速旋转的转子，故只能采用固体介质，而不能像变压器那样可以采用固体－液体（变压器油）介质组合绝缘；在制造过程中，固体介质容易受到损伤，绝缘内易出现空洞或缝隙，因此在运行过程中容易发生局部放电，导致绝缘劣化。②电机绝缘的运行条件最为严酷，要受到热、机械振动、空气中的潮气、污秽、电气应力等因素的联合作用，老化较快。③电机绝缘结构的电场比较均匀、其冲击系数接近于1，因而在雷电过电压下的电气强度是最薄弱的—环。因此，电机的额定电压、绝缘水平都不可能太高。表10－10所示为旋转电机主绝缘的冲击耐压值与变压器冲击耐压值的比较，表中Ue为额定电压值。从表中可以看出，电机的冲击耐压只有变压器的1/41/2。10.3旋转电机的防雷保护10.3.1旋转电机防雷保护的80(2)保护旋转电机用的FCD磁吹避雷器、ZnO避雷器的残压和电机的冲击耐压值很接近，裕度很小。因此发电机只靠避雷器保护是不够的，还必须与电容器、电抗器、电缆段等配合起来进行保护。(3)匝间绝缘要求侵入波陡度受到严格限制。因为发电机绕组的匝间电容很小和不连续，迫使过电压波进入电机绕组后只能沿着绕组导体传播，而它每匝绕组的长度又远较变压器绕组为大，作用在相邻两匝间的过电压与进波的陡度a成正比。为了保护好电机的匝间绝缘，必须严格限制进波陡度。总之，旋转电机的防雷保护要求高、困难大，需要全面考虑绕组的主绝缘、匝间绝缘和中性点绝缘的保护要求。从防雷的观点来看，发电机可分为两大类，一类是经过变压器再接到架空线上去的电机，简称非直配电机；另一类是直接与架空线相连（包括经过电缆段、电抗器等元件与架空线相连）的电机，简称直配电机。因线路上的雷电波可以直接传入直配电机，故直配电机的防雷保护显得特别突出。(2)保护旋转电机用的FCD磁吹避雷器、Zn8110.3.2直配电机的防雷保护直馈线的电压等级都在10kV及以下，绝缘水平较低。雷击线路或邻近线路的大地产生的直击雷或感应雷，都有可能沿线路侵入，危及直配发电机的绝缘。我国电力行业标准（DL/T620－2019）推荐的2560MW直配发电机防雷保护接线如图10－27所示，采用了多种保护措施。由图可见，直配电机防雷的主要措施有：(1)在发电机出线母线上装设一组保护旋转电机专用的ZnO避雷器或FCD型磁吹避雷器（图中FCD2），这是限制进入发电机绕组的侵入波幅值的最后一关。