system: [SYSTEM]

user: 1. 国内外防雷现状 根据国际大电网委员会“CIGRE”于2013年的最新研究表明，80%的地面落雷过程有多重性，对地闪络通常是由3~5次回击组成的，平均间隔时间为60 ms。在多重雷击条件下，传统“阻塞型”“疏导型”防雷措施将失去有效性，以及引发如避雷器热击穿性硬短路等防雷设备自身安全性问题 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ]。 据CIGRE公布的美、日等12国故障情况，雷击事故占40%~60%。国家电网统计的2010~2015年数据显示，330 kV以上交流输电线路中，雷击跳闸占跳闸事故总数的39.4%~50.8%，对于±500 kV及以上直流输电线路，则为43.5%~64.3%。这些统计数据说明，雷击仍是输电线路跳闸的主要原因。而且跳闸率长期没有明显改善，一直稳定在这些数值，说明现在的防雷措施对雷电的防护有效性并没有实质性的改变和进步，这与多重雷击防护的缺失有很大关联 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ]。 现代防雷器的任务可以总结为两点：疏导冲击过电压，阻断工频过电流。因此防雷器既是雷电释放的通道，又是切断工频续流的开关。对于如今的雷害态势，这不仅对防雷器的性能指标有高要求，更对防雷器本身的安全性、耐用性提出挑战 [ 7 ]。但各类措施在原理和技术上存在缺陷，使得当前输电网防雷现状不容乐观，在有效性、安全性方面存在瓶颈、缺陷，主要表现为以下几个方面： 1.1. 输电线路防雷无法解决的几个瓶颈 1.1.1. 多重雷击引发跳闸无法管控 目前关于多重雷击，国内外仍没有明确的定义。张义军等用高速摄像观测自然闪电的资料，结合地面电场变化观测，分析了27次自然负地闪先导-回击发展过程的特征。结果表明：约30% (8/27)的地闪具有多个接地点；约44% (12/27)的地闪具有多次回击，其中回击次数最大值为13，回击次数大于10的地闪有4次(如下图1所示)。 图1. 多重雷击实测波形 国标《GB/T 21714.1-2008雷电防护》中(如图2所示)，也有说明一次雷闪放电过程是由首次和后续多次雷击组成。 图2. 《GB/T 21714.1-2008雷电防护》给出的多重雷击的波形 根据国内外对雷击的客观观察记录表明，多重雷击可分为：重复雷击和多次回击。重复雷击是指同一对地闪络包含多个离散的脉冲放电过程，脉冲间隔一般在30 ms以上，其连续脉冲次数在2~20次以上。多次回击是指在同一放电过程中，一次雷电脉冲中包含了多个连续脉冲的叠加，各个脉冲之间时间间隔在50~1000 μs左右 [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ]。 大量实验数据证明，多重雷击不仅仅是单次雷击在次数和能量上的简单叠加，还会对输配网雷击防护产生其他影响。在国外，早在上个世纪90年代，有专家对金属氧化物避雷器(MOA)在多重雷击下的特性进行研究。1992年，Sargent第一次进行MOA耐受叠加电流冲击的试验，并对其中现象进行初步分析 [ 8 ]。随后，Darveniza又先后进行了2次相关实验 [ 9 ] [ 10 ]，记录下实验情况，并在文献 [ 11 ] 中提出，MOA在多重雷击条件下有可能失效，主要表现为阀片侧轴与主体之间发生闪络放电。2017年德国的Maik Koch发现，多重雷击脉冲下避雷器可承受最大电流峰值较单次脉冲下降60%以上 [ 12 ] [ 13 ]。 而国内，国标《GB 11032-2010交流无间隙金属氧化物避雷器》中虽有涉及多重雷击的防护，但其中规定的避雷器冲击电流时间间隔为50~60 s/次，而实际雷击情况为此值的千分之几，导致跳闸成为大概率事件，这也是造成目前雷击防护效果不明显的重要因素之一。多重雷击在输配网雷击防护中可能造成的影响具体有： 1) 重复建弧加大了断路器熄弧的难度和电弧重燃的可能性。 多重雷击使断路器动作断开短路电流，触头分离的过程中，若由于多次回击脉冲或再次遭受雷击，间隙可能再次建弧。如文献 [ 5 ] 中描述的一次500 kV线路重合闸失败事故，原因为在断路器断开到重合闸动作的811 ms过程中，发生多达8次的雷电回击，造成断路器间隙多次击穿重复建弧，电弧无法熄灭，导致线路中存在潜供电流(工频故障电流)，重合闸失败。文献 [ 6 ] 中的一次220 kV断路器损坏事故中，线路在156 ms内遭受2次雷击，导致绝缘击穿，断路器内部损坏。根据行波理论分析，在断路器处于分闸或者正在分闸的状态时，若线路再次遭受雷击，在断口处雷电波发生负反射叠加，此时过电压理论上可达原来的2倍，导致过电压水平超出介质绝缘强度，断口间隙再次被击穿电弧无法熄灭或重燃。 2) 金属氧化物避雷器(MOA)阀片的时滞效应在多重雷作用下导致残压严重超标，其散热问题在多重雷击面前愈发明显。 金属氧化物避雷器利用ZnO等金属氧化物的非线性特性，实现对雷电的疏导和工频绝缘，但非线性电阻特性无法完全描述MOA的特性。文献 [ 14 ] 对金属氧化物在快速暂态过程中的特性研究中发现，杂散电容对MOA动态特性会产生影响。对于冲击电流陡度很大，波前时间很小的情况，残压峰值发生在放电电流峰值之后，造成了避雷器的响应延迟，即时滞效应。 多重雷击的后续雷击电流的幅值虽比首次雷击电流小，但电流上升的最大陡度却比首次雷击电流大得多，且时间短密度高。时滞效应将导致在多重雷击条件下，MOA无法及时随雷电流的快速上升及时降低电阻导通，残压叠加性升高，导致阀片击穿等，影响MOA性能。 另外，国标《GB 11032-2010交流无间隙金属氧化物避雷器》中，虽有涉及多重雷击的防护，规定MOA的耐受冲击电流密度为50~60 s/次，而实际雷击情况可能为此值的千分之几，MOA散热性受到极大考验，导致避雷器发生爆炸、热击穿性硬短路等。这也是造成目前雷击防护效果不佳，雷击跳闸率居高不下的重要因素之一。 3) 以单次雷电流幅值整定的耐雷水平理论值完全失效，小于耐雷水平的雷电波在多次回击仍然会造成绝缘子闪络建弧，耐雷水平与回击次数n成反比关系，导致多重雷击条件下耐雷水平严重不足。 4) 由于电弧等离子体具有电容记忆效应，绝缘子两端的电晕放电现象可能在多重雷击下使间隙完全击穿。 5) 雷击避雷线档距中央时，计及长线路波阻抗，多重雷击增大了雷击点电压峰值，加大了档距中央气隙直接击穿、就地闪络的可能性。 1.1.2. 高土壤电阻率地区反击跳闸 根据文献 [ 15 ] 分析，耐雷水平受接地电阻的影响最大(如表1)，降低接地电阻是提高耐雷水平，降低反击跳闸率的最有效的方法。 但接地电阻值受土壤电阻率、地网结构、接地材料形状等因素影响。目前存在的主要降阻方式有改造地网结构，扩大地网面积，利用降阻剂降低土壤电阻率，局部换土等方法。然而土壤电阻率受地质地貌等自然因素的影响，其值完全不可控，在沿海、山区等高电阻率地区，接地电阻最低极限值较高，降阻措施通常远不能使接地电阻达到设计标准，导致耐雷水平不达标。 另一方面，在大概率的多重雷击条件下，在绝缘子局部放电记忆和电压级联效应作用下，线路耐雷水平与叠加雷击次数n成反比关系。因此在高土壤电阻率地区，反击跳闸事故经常发生。 Table 1 Proportion of lightning resistance level of different voltage levels under different soil resistivit 土壤电阻率ρ (Ω·m) ≤100 100~500 500~1000 1000~2000 ≥2000 接地电阻规程值(Ω) 10 15 20 25 30 110 kV耐雷水平(kA) 70 46 35 28 23.3 (与设计值70 kA比值) 100% 65.70% 50% 40% 33.30% 220 kV耐雷水平(kA) 120 80 60 48 40 (与设计值90 kA比值) 133% 88.90% 66.70% 53.30% 44.40% 500 kV耐雷水平(kA) 220 146.7 110 88 73.3 (与设计值150 kA比值) 146.70% 97.80% 73.30% 58.70% 48.90% 表1. 不同电压等级在不同土壤电阻率下耐雷水平占比 1.1.3. 峡谷档距中央绕击跳闸高发 110 kV以上等高电压等级的输电系统中，常常需要跨越大峡谷、盆地地区。根据输电线路跳闸的运行情况分析表明：相同地区，相同技术条件下，山区大峡谷地区线路跳闸率比平原地区线路高五倍左右，个别地区甚至达到十几倍，并且，绕击是造成跳闸的最主要的方式。有资料表明，我国110~220 kV输电线路雷击事件中，绕击50%以上。俄、美、加等735~765 kV线路运行数据表明， 超高压线路绕击跳闸是主要原因 [ 16 ] [ 17 ]。 根据分析绕击的电气几何模型(Electric Geometry Model， EGM)中的等击距原则可知 [ 18 ] [ 19 ]，在峡谷条件下，地面下陷导致绕击面积、绕击弧大范围增加，绕击概率也成倍增加。如图所示，红色区域为考虑地面下陷，绕击可能发生的部分，相较于未考虑的情况来说，发生绕击的可能性大，这与实际运行数据吻合。通常在大峡谷线路档距中央部分为地面最低点，因此最有可能发生绕击。而理论上计算导线及避雷线对地的高度仅仅考虑了杆塔自身的高度，而忽略了峡谷的深度，使得规程法计算出的跳闸率偏低，与实际情况有较大差距 [ 20 ] [ 21 ]。 并且，当雷击档距中央时，雷电波经接地端反射回来的负反射波的时间小于雷电波波峰时间时，间隙两端电压值最大。然而传统的分析方法中雷电波对地仅考虑全反射的现象，而忽略了波阻抗，因此反射系数必然大于−1，导致负反射波小于原波，间隙最大电压大于理论分析值。且对于多重雷击的情况，该峰值大大提高，间隙击穿造成跳闸成为概率大大增加(如图3所示)。 图3. 大峡谷档距中央绕击示概率意图 1.2. 雷击跳闸破坏力和危险性巨大 1.2.1. 短路电流电动力引发变压器绕组松动 变压器绕组所受电动力，是绕组中的短路冲击电流与漏磁相互作用的结果。有文献对110 kV及以上变压器事故进行了统计分析，指出在所有变压器事故中，绕组是最主要的损坏部分，占55.6%，且抗短路强度不足是最主要的损坏原因，占38.5% [ 22 ]。究其原因为短路电流电动力引发变压器绕组松动。 考虑到成本控制，变压器制造时在绕组抗短路能力上，使用最大允许过电流值来整定。根据IEC60076-5:2006和GB 1094.5-2008，该最大允许过电流值通常取为额定运行电流的K倍，根据总电抗与电阻值的不同，冲击系数K取值为1.15~2.69。 但在实际运行中，随着系统容量的不断扩大，电力变压器在突发短路情况下，流过变压器绕组内部的短路电流最大值可以近似达到其额定运行时电流的10~20倍，超过40 kA。根据安培力定律，绕组电动力大小与电流的平方成正比。在冲击电流和磁场的共同作用下，绕组上将承受几十甚至几百倍的轴向幅向电动力，可能使绕组线圈出现弯曲变形、曲翘、倾斜倒塌、升起撑开等现象 [ 23 ]。并且在交变磁场的作用下，松动的绕组产生震动，接近谐振频率时剧烈的震动将严重破坏变压器机械强度，破坏绝缘，严重时可能造成变压器爆炸 [ 24 ] [ 25 ] [ 26 ] [ 27 ]。 而且电网自动重合闸成功即代表输电成功，未考虑跳闸对变电站的影响，变压器积累性安全隐患被忽略。而目前的变压器故障检测方法，尚无法准确及时的辨识出变压器内部绕组变形的实际情况，导致变压器处于“带病运行”状态，给变压器和电网安全运行留下隐患(如图4和图5所示)。 图4. 变压器绕组变形 图5. 变压器绕组变形导致绝缘击穿烧毁 1.2.2. 切断工频电弧断路器烧蚀严重 高压断路器在系统中扮演着控制和保护的双重角色。当线路遭受雷击，出现故障短路电流时，线路跳闸断路器动作，触头开断，切断短路电流。重合闸时，触头闭合使系统继续运行。断路器在切断或者重合闸过程中会产生电弧，在触头上产生焦耳热。此时电弧温度可达到20，000~30，000 K，与弧根接触的弧触头表面温度一般为5000~6000 K。然而断路器主要材料为铜和钨，触头铜金属的熔点和沸点分别1358 K与2840 K，而钨金属的熔点与沸点分别为3680 K与5928 K [ 28 ]。因此若工频电弧无法及时熄灭，触头在电弧焦耳热作用下液化汽化，并以金属熔液或者蒸汽形式逸出，可能断路器触头出现毛刺凸起、裂纹等(如图6)，加剧隙中电场的不均匀度，使得触头更容易起弧放电。多次的分合闸过程或者长时间的电弧持续燃烧，宏观上对断路器的影响表现为使触头缩短(如图7)，继而引发无法切断电流或者电弧重燃，断路器拒动，重合闸不成功 [ 29 ] [ 30 ] [ 31 ] [ 32 ]。 图6. 断路器触头表面出现毛刺、裂纹 图7. 触头严重烧蚀 另外，在多重雷击电压的条件下，一方面，介质强度恢复速度慢于电压升高的速度，另一方面级联电压升高效应导致过电压水平远远高于介质绝缘强度 [ 5 ]，从而导致断路器中电弧无法熄灭、重燃、或断路器拒动。 1.2.3. 操作过电压对系统绝缘破坏严重 电力系统可以看作是一个由许多电感、电容等性质的元件所组成的复杂电路。断路器操作会使电力系统从一种电磁状态过渡为另一种电磁状态。在这种过渡过程中会出现电磁振荡，电磁能与静电能在电感性与电容性的元件中以电路固有频率交替转化，以致使电工设备上出现过电压。 当系统遭受雷击跳闸，断路器需要进行重合闸或者切除空载线路等操作，就会产生操作过电压，理论上可达线路电压峰值的3~5倍。交流电弧的电流每次经过零点都有熄灭和重燃的过程。通过断路器操作切断电流，在电流最终切断之前有时还可能出现多次电弧熄灭与重燃，加剧了电磁振荡过程，使过电压更为严重。 1.2.4. 电力需求侧对雷击跳闸十分敏感 中国电力科学研究院在2011年发表的《配电网重要电力用户停电损失及应急策略》 [ 33 ] 中对多个重要电力用户的停电损失进行了调查(如下表2)： Table 2 Power loss questionnaire for important power user 序号 企业 断电造成的经济损失 生产线恢复损失 设备损失/万元 重启的额外费用 /万元 劳务损失 /(万元/h) 生产线重启时间/h 生产线产品产值/(万元/h) 1 钢管企业 3.000 328.116 1000.0 10 1.25 2 钢铁企业 3.000 228.311 5000.0 10 1.30 3 盐化企业 8.000 7.284 400.0 10 1.30 4 石化企业1 10.000 456.621 5000.0 100 1.30 5 石化企业2 5.000 15.000 600.0 10 0.30 6 石化企业3 8.000 79.909 1000.0 25 0.56 7 制药企业 5.000 2.000 20.0 2 0.12 8 航空动力企业 3.000 22.831 6000.0 50 1.20 9 计算机企业 8.000 1141.553 500.0 10 2.50 10 电子企业1 4.000 10.866 0 0 2.50 11 电子企业2 50.000 22.928 3.5 5 0.40 表2. 重要电力用户停电损失调查表 如上表2所示，这些重要用户停电生产线重启时间都在3小时以上，最大重启时间甚至高达达50小时。这些用户中，负荷多为生产所需的精密控制系统和动力系统，需要计算机群、电机群等加以控制。一旦跳闸停电，即便自动重合闸使系统在0.5 ms内恢复供电，计算机重启，电机群顺序重启也需要很长时间，失去重合闸成功的意义。 而且由停电造成的损失是巨大的，不仅是直接的生产停滞造成的巨大经济损失，还可能导致设备损坏，甚至引发安全事故威胁人身安全等。由此可见在电力需求侧，某些重要负荷对防雷技术的要求已经达到了不允许跳闸的高标准。 1.2.5. 多重雷击条件下避雷器热击穿十分严重 如前文所述，由于时滞效应，多重雷条件下残压叠加性升高，导致MOA阀片表面闪络，继而造成阀片击穿、开裂、老化、裂化等，造成避雷器性能下降、电弧无法熄灭或重燃。 考虑到MOA对散热性的要求，在《GB 11032-2010交流无间隙金属氧化物避雷器》规定到，避雷器的冲击电流密度极限为50~60 s/次，而实际雷击情况可达此值的千分之几。其次，有文献指出，避雷器内部受潮是最主要的故障类型 [ 30 ]。避雷器采用封闭式结构，工艺不佳、长时间的户外放置、维护不当，容易导致结构内部受潮。因此，在多重雷条件下，电弧引发结构内部热积累效应，热量短时间内叠加超标，水汽短时间内膨胀导致避雷器封闭结构爆炸，也有可能形成永久性短路故障源，导致系统跳闸断电，自动重合闸不成功。