防雷措施调研报告.docx
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防雷措施调研报告
防雷措施调研报告
避雷器的老化
在我国，绝大多数的避雷器都是带间隙的金属氧化物避雷器，其中氧化锌避雷器应用最为广泛。
氧化锌避雷器具有良好保护性能。
利用氧化锌良好的非线性伏安特性，使在正常工作电圧时流过避雷器的电流极小（微安或毫安级）；当过电压作用时，电阻急剧下降，泄放过电压的能量，达到保护的效果。
这种避雷器和传统的避雷器的差异是它没有放电间隙，利用氧化锌的非线性特性起到泄流和开断的作用。
避雷器在正常工作电压下仅有儿厅微安的电流通过，便于设计成无间隙结构，使其具备保护性能好、重量轻、尺寸小的特征。
当过电压侵入时，流过阀片的电流迅速增大，同时限制了过电压的幅值，释放了过电压的能量，此后氧化锌阀片乂恢复高阻状态，使电力系统正常工作。
因此，避雷器并不长时间耐受大部分的线路工频电压，根据年限来折算成避雷器寿命的方法并不适用。
通过对避雷器电阻片的冲击老化作用对电阻片的影响，从冲击次数来定义避雷器的老化程度及寿命。
老化原理
冲击老化的机理主要是热老化。
冲击电流作用下，短时间内将有大量的能量流入ZnO电阻片。
如果不考虑散热，ZnO电阻片吸收冲击能量后的升温过程可近似看作绝热温升。
冲击老化会对ZnO电阻片带来较大的损坏，多次冲击对ZnO电阻片老化存在累积效应。
某种ZnO电阻片在4/10us波形的100kA冲击电流作用后直流1mA电压下的功耗可增加20%。
（对于冲击电流下氧化锌电阻片对能量的吸收公式，我觉得没有必须写进去,一是繁琐不实用，二是我的理解是在这次调研中我们主要研究的是它的性质，我们通过做实验测出它的老化参数就可以了，对于不同型号的避雷器都能够用实验直接得出其能承受的冲击电压次数的结论）
冲击电流作用下，老化与冲击电流幅值、波形、冲击次数、相邻冲击间隔时间和施加冲击时ZnO电阻片的温度有关。
ZnO电阻片老化程度可通过泄漏电流（0.75倍ZnO电阻片・UgA电压下的电流，ZnO电阻片Ui^a电压、残压、通流能力及功率损耗等参数来反映.
归纳出可能影响老化的因素：
冲击电流的幅值，波形，电阻片的温度，冲击的次数等
电阻片的温度的影响主要是跟避雷器运行的环境因素有关，在同一地区一般不会有太大的改变，因此电阻片的工作温度对其影响较小。
而雷击冲击电压的幅值，波形，冲击次数即使在同一地区甚至在同一次雷击中也可能有较大的变化，因此应更关注这方面的研究。
冲击实验
ulmA:
对于短时的过电压，其时延对避雷器的性能有很大的影响，为了表征造成这个影响的临界值，规定了直流1mA下的电压。
按经验总结，避雷器的伏秒特性
曲线的拐点一般出现在1mA左右的位置「也就意味着在这个拐点之前，避雷器的绝缘良好，过了这个拐点，避雳器的绝缘会出现不可预料的情况，因此，研究直流1mA电压可以判断避雷器的绝缘是否损坏
1直流1mA电压变化率反映冲击老化的情况
ZnO电阻片老化后表现岀的下降记，泣沐迫心,/丛碱必100%,
⑴即使幅值达40kA的4/10us波形的冲击电流对UmA的影响也不大。
在波形为4/10,、幅值为30kA的大电流冲击作用下冲击次数达到35次，U]mA的变化也不明显。
⑵
（2）8s/20uS波形、30kA的雷电流冲击5次后，ZnO电阻片的降得很快，接近20%,40kA的雷电流大约冲击4次后，ZnO电阻片的UmA急速下降。
（3）AUlmA随着电流幅值的增大而增大;在相同幅值的冲击电流作用下，山于8/20,、比4/10us,波形冲击具有更大的能量，8/20波形所对应的UmA都比4/10的高,变化最快的是8/20us.40kA的冲击电流所对应的曲线。
1（}
相比之下，幅值大的长波头冲击电流以较少次冲击ZnO电阻片，就可使ZnO电阻片的UunA明显下降，说明ZnO电阻片老化迅速。
•3/】①“秋形
•为
—阳值为切kA一一闸伯:
为初kA
・-为401/
051015202$30滴斗（〕455（!
冲击次数
两种波形.不冋电流幅值冲击次数与AUg的关系
2功率损耗的变化反映冲击老化的情况
ZnO电阻片老化后，功率损耗将增加。
将功率损耗进行标么值处理，即将每次记录的功率损耗除以初始功耗。
图2反映功率损耗的变化悄况。
分析可以得到：
（1）ZnO电阻片荷电率0.8（允许的最大持续运行电压幅值与起始动作电压的比值，为0・8不知道是何规定）时，功率损耗随着冲击次数的增加而不断增大。
功率损耗先增加较平缓，随着冲击次数的增加，到达一定值后增加迅速。
（2）冲击电流幅值越大，功率损耗越大，经过较少的次数就可使功耗标么值达到2o4/10us,40kA的电流冲击大约需要5次,30kA冲击大约6次。
4/10us,
20kA的老化比较轻微，试验发现经过25次试验后，其功率损耗增加变快，大约40次到达功率损耗为初始值的2倍。
（3）8/20us波形相对于4/10波形，其老化更严重。
与前而的悄况类似。
ZnO电阻片吸收能量多，温度升得高，ZnO电阻片肖特基势垒畸变厉害，体现为功率损耗增加。
可见，幅值大的冲击电流多次冲击ZnO电阻片后，即使得ZnO电阻片功率损耗增加，产生老化。
12浙种波形不同辐值色流作用下冲击次数与
功率损耗胸关系
3ZnO电阻片寿命与冲击次数的关系
由于功率损耗与温度成线性关系，经冲击电流作用后，测量60°C时ZnO电阻片的功率损耗，这样测得的结果反映的不再是纯温度对功率损耗的影响，而是加上了冲击作用的累积结果。
接近于避雳器实际运行过程中ZnO电阻片片实际运行情况。
试验所得结果如图，分析如下：
（a）4门0心波形
冲击次数
（b）8/20戶波形
图460Tiffl度时不同波形不闻懾值电洗冲击次数与
功率损耗的关条
（1）如图3,无论是哪种波形,ZnO电阻片在60°C时的功耗要比301时的大。
（2）如图4,同样在60°C比较相同幅值电流下两种波形的功率损耗，8/20us比4/10us波形下的功率损耗大。
幅值为40kA时，4/10us冲击5次，8/20us冲击1次;幅值为30kA时,4/10us冲击12次,8/20us冲击3次;幅值为20kA时,4/10冲击18次，8/20us冲击10次;功率损耗达到一致水平，功耗与初始功耗之比为2・
综合分析图4可知，除老化极其迅速的40kA大幅值电流不考虑外，30kA幅值4/10us波形冲击作用与20kA,8/20u、冲击作用在60°C时，老化效果类似。
考虑到温度的因素，山曲线可知，功率损耗与初始功率损耗之比为2.2时，功率损耗变化率变大，增加迅速。
对曲线进行拟合，可知在8/20us,20kA作用18次时ZnO电阻片的功耗标么值达到2.2。
结合美国关于避雷器寿命的认定方法侧，本试验认为功耗突变的时候为其寿命终点，定义功耗标幺值为2・2的时候ZnO电阻片达到一定劣化程度—需要进行检修或更换.
在文献中，画出图像是有两种方法的，一种是以老化参数为研究对象，分析不同条件对老化的影响，比如上面所摘录的。
另一种是通过对每一个影响因素的试验来一一判断。
不知道哪种因素对应于哪种老化参数比较准确，这个不知道在做实验时能不能够测试出来，获得一条更准确的曲线。
上述方法都是在避雷器未进行工作时的测量，而在现实状况中，对避雷器的在线监测显得更为重要，有全电流法，补偿法等，这个只是略过了一下，暂时未看仔细。
防雷间隙
防雳间隙的工作原理为:
在绝缘子串旁边并联1对金属电极，构成保护问隙，问隙距离小于绝缘子串的串长。
正常运行时，并联问隙具有均匀工频电场的作用。
架空线路遭受雷击时，在绝缘子帘上产生较高的雳电冲击过电压，山于并联问隙的雷电放电电压低于绝缘子串的放电电压，问隙先放电;接续的工频电弧在电动力和热应力作用下，离开绝缘子串在问隙电极之问燃烧并向外发展，保护绝缘子串免于损坏；山于是瞬时性故障，空气绝缘可自恢复，保障了重合闸的可靠性。
图4鎚垛子串站■井忌间隈
九/比一上电核形就你欲加/亦一・下电极形执賽戏
绝缘子串有悬垂串和耐张串2种，因此在安装并联间隙时要区别对待。
相比而言，耐张串所承受的拉力大，只要间隙和绝缘子串的位置确定下来，就不会出现移动，因而安装方式比较简单。
而悬垂串只能承受自身的导线重量，但是安装上的间隙也有一定的重量，因此在设计时要考虑。
下面是具体的参数
Ta»b・1Th©paminEteFSofshuntgapsamples：
第账串
I
11*1
IH*
IV塑
上电根
100
73
0
100
（农=330mm）
編号
ZXS33JO
ZXS33O7
ZXS3300
ZNS3310
下电植
人/mm
46
0
0
46
（-•^=35（）mm）
编号
ZXX35O4
ZXX3500
ZXX35CX）
ZXX35O4
何隙J®离
Z/mm
4-38
438
438
5SU
2?
tnrn
292
365
438
4.38
耐张吊的安装比较简单，悬垂串的安装问题较大，需要考虑在绝缘子串一侧或两侧安装所出现的类如绝缘子串无法平衡等问题，这个应该不在我们的研究范围之内。
并联间隙的试验
1.雷电冲击试验
（1）50%雷电冲击放电试验。
对绝缘子串加装并联问隙进行50%雷电冲击放电试验，以验证雷电冲击闪络是否发生在问隙高、低压电极之问。
试验釆用XWP-7型绝缘子，结果如表2所示，并以绝缘子串不带并联问隙时的50%放电电圧go%为基础讣算绝缘子串带并联间隙时的50%雷电放电电压的降低水平go%。
在所有绝缘子串并联间隙的雷电冲击放电试验中，可观察到雷击闪络都发生在并联间隙的金属电极之间。
表2雷电冲击试验结果
Tab・2ResultsofI匹htningimpulsetest
井眠何硯理弓
27mm
心肿
无井联何K!
438
566
—
【晒2X£3319NXX3504
292
210
426
[I©（ZXS33O7-ZXX35OO）
365
27（）
262
III©（ZXS3300-2XX3500）
438
29（）
208
山表2可以看出，对于III型并联问隙，即间隙距离等于绝缘子串长438mm时，其50%雷电冲击放电电压较绝缘子串的放电电压下降20.8%;试验中所有被试的并联间隙都能形成放电通道，可知并联间隙能定位雷击闪络路径。
（2）伏秒特性试验。
对绝缘子串无并联间隙和绝缘子串并联III型间隙进行了伏秒特性试验，U的是检验雷电放电路径是否随雷电冲击波头时间的变化而改变，表3为伏秒特性曲线中5个点的试验结果。
as伏秒特性试验结果
Tab.3ResuItsofvoltsecondcharacteristicstest
试峻呼号
1
2
3
45
无井1K
491
441
417
386
364
m
液头时fnJ/Us
143
1.92
247
3.57
4.77
沿雜缘孑牟
【II型何
438
JI1
385
351
325
（ZXS33（X>
液头时fnJ4is
133
1.96
257
3.50
4.73
ZXX3500）
玫电临用
表3试验结果表明，在雷电冲击伏秒特性试验的波头陡度范围内，放电都发
生在间隙的高、低压电极之问，可见并联间隙定位雷电冲击闪络路径的保护特性不受雷电波头时间改变的影响。
2.工频放电试验
工频放电试验可以检验引弧并联间隙能否定位、疏导工频电弧的作用，从而保护绝缘子串。
线路遭受雷击后，山工频短路电流产生的续流电弧能否被引导至并联间隙燃烧，使绝缘子串免于烧损，可通过工频电弧试验进行验证。
山于33kV系统中性点不直接接地，雷击导致单相接地故障的短路电流不易起弧，需通过试验研究两相或三相遭雷击闪络并出现相问短路电弧的情形。
本文用单相绝缘子串并联间隙试验模拟相问短路出现的大电流燃弧现象，用三相绝缘子串试验研究并联间隙实际运行中的保护效果。
试验采用2基35kV上字形塔的塔头，悬挂三相绝缘子串和导线，绝缘子片数、塔头尺寸及导线线径都符合现场要求;用数字示波器记录试验波形，用高速摄像仪拍摄试验中的电弧发展过程。
1•单相绝缘子串。
将并联间隙安装在双伞绝缘子串的一侧，与导线力一向平行，间隙距离约438mm;试验采用了极为PJ刻的条件，将熔丝紧贴绝缘子串；试验的短路电流分别为0.8kA,10kA,相应的短路时问为1.0-1.5s和0.166-0.261s,试验结果如表4所示。
表4单相绝缘子串试验结果
Tab.4RcAuHsof"singlephasein/ukitor"st
範怖时何偵
试劇枭
1
OX
1.0
电到电楼之側・保护眺.
■
OS
1」
屯弧視引別屯楼乞何・屯加1*1熄・
3
OS
13
电皿肉引到屯极z何・电佩n熄・
4
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5166
电讥祕別到电楼么卩叽保护跳.
5
10
021
电血截・il到电极Z何・保护桃.
6
1（）
022
电血截引到电WZfHj・保护跳.
7
10
025
堪紙餓引到陀楼之何・保护眺.
8
1（）
0.261
电血股弓1到极之何•探护跳.
分析表4可知，即使雷电冲击闪络发主在绝缘子串表面，并联问隙也有良好的引弧作用，能将电弧迅速从绝缘子吊转移到并联问隙电极之问并向外发展，保护绝缘子串免于灼烧。
2.三相绝缘子串（水平安装并联间隙）o
安装了一段35kV三相模拟线路，并联间隙与导线力一向平行，问隙距离为438mm,熔丝位置紧贴绝缘子串。
在0.8kA,1.OkA三相短路电流下各进行了3次试验，结果如表3所示。
经过10次大电流试验后，并联间隙的电极都有烧损，如图4所示，上电极烧蚀缩短20mm,下电极球头烧蚀缩短8mm。
表明并联间隙有良好的引弧效果，使绝缘子串及导线都未受损伤。
表5三相绝缘子串试验结果
Tab.5ResultsoftliTue・phaseinsukitort坪烙电就/kA
药烙时间怎
1-5
（）3
022
业弧我引到何K!
电极ZMJ・保护运时肌.
6-10
10
1.0
血弧被引刊何擁屯段
之间.保护定时机.
3.三相绝缘子串（垂直安装并联间隙）o
对于35kV上字形杆塔，进行了2次短路电流10kA的燃弧试验，间隙距离为438mm。
试验中观察到电弧迅速转移到并联间隙上并继续向远离绝缘子串的力一向飘移，表明并联间隙有良好的引弧作用，使导线和绝缘子无损伤。
上述的实验结果只能够表明并联间隙的作用，通过短路时间来判断此防雷间隙作用如何，但是对于防雷间隙的老化或者是雷电冲击后的损坏性质这方面找不到相关的资料，不知道是没有这方面的资料还是我没有找到。
在做实验的时候是不是可以仿照避雷器冲击实验的方法，对防雷间隙金属电极进行冲击实验，进行破坏性实验或者是非破坏性实验获得数据，看看能不能拟合出比较直观的曲线。
接地电阻
接地电阻是指在工频或直流电流流过时的电阻，通常叫做丄频（或直流）接地电阻；而对于防雷接地雷电冲击电流流过时的电阻，叫做冲击接地电阻。
从物理过程来看，防雷接地与工频接地有两点区别，一是雷电流的幅值大，二是雷电流的等值频率高。
雷电流的幅值大，会使地中电流密度增大，因而提高地中电场强度，在接地体表面附近尤为显著。
地电场强度超过土壤击穿场强时会发生局部火花放电，使土壤电导增大。
试验表明，当土壤电阻率为500Q・m,预放电时间为3—5us时，土壤的击穿场强为6—12kV/cmo因此，同一接地装置在幅值很高的雷电冲击电流作用下，其接地电阻要小于工频电流下的数值。
这一过程称为火花效应。
雷电流的等值频率很高，会使接地体本身呈现很明显的电感作用，阻碍电流向接地体的远端流通。
对于长度较大的接地体这种影响更显著。
结果使接地体得不到充分利用，接地电阻值大于工频接地电阻。
这一现象称为电感影响。
因此，在输电线路遭受雷击时，由于雷电流的原因，不是整个接地电阻都有电流通过的，而且由于火花放电会引起土壤电阻率的改变而导致其实际电阻不等于工频接地电阻，需要重新对其进行计算。
GB50057-2010《建筑物防雷设计规范》规定，第一类防雷建筑物和第二类防雷建筑物每一引下线的冲击接地电阻不宜大于10SZ,第三类防雷建筑物每一引下线的冲击接地电阻不宜大于30Qo在土壤电阻率高的地区，可适当增大冲击接地电阻，但土壤电阻率在3000Q〃m以下的地区，冲击接地电阻不应大于30
当接地极的实际长度小于或等于其有效长度度时，工频接地电阻总是小于或等于冲击接地电阻。
因此，该悄况下，可取工频接地电阻等于冲击接地电阻。
接地极的有效长度
接地极的有效长度同其实际长度无关，仅与接地极周圉的土壤电阻率有关，两者之间的关系为
1P=2W
式中：
爲一接地极的有效长度；
P-敷设接地极处的土壤电阻率。
例如，潮湿有机土壤的电阻率约为10QX则埋在该土壤中的接地极的有效长度为6.32m（2V10=6.32）□
乂如，岩石土壤的电阻率约为104Q/m,则接地极的有效长度为200m因此敷设在潮湿有机上壤中的接地极有效长度与敷设在岩床中的接地极有效长度相比要小得多。
接地极的实际长度应大于其有效长度，但没有必要过大，例如设在潮湿有机土壤中的垂直接地极的实际长度2.5m已足够。
冲击接地电阻的换算
接地装置的冲击接地电阻与工频接地电阻的换算公式,
R.=M
接地装置各支线的长度取值小于或等于接地体的有效长度lp,或有支线大于lp而取其等于Ip时的工频接地电阻；
A—换算系数，其值按图1确定；
接地装置冲击接地电阻
（时单抿水平接地体
⑹耒端接垂直接地体的单粮水平接地体
（c）翁根水平接地体:
/W/
（⑴接多根銀直接地体的笋根水
平接地体JWlh工频接地电阻换算成冲击接地电阻时，要确定换算系数A,首先应测出两个数据，即接地极敷设处的土壤电阻率和接地极的实际长度与有效长度之比。
土壤电阻率可用接地电阻测试仪测量，根据式
（1）可确定接地极的有效长度
lp,再根据图1确定接地极的有效长度与实际长度之比。
综上数据，山图可得A值。
根据接地极实际长度与有效长度之比，在图2的横坐标上找到相应的点,
山此点垂直向上和图2中的土壤电阻率折线相交，其交点对应的纵坐标即为换算系数A.
山图2可看出，若土壤电阻率＜100Q/m,则换算系数工频接地电阻就必然大于冲击接地电阻。
因此，在土壤电阻率＜100Q/m的地区，测量出的工频接地电阻值小于设计要求的冲击接地电阻值时，冲击接地电阻必然符合要求。
对土壤电阻率〉100Q/m的地区，测量出的工频接地电阻值即使小于设计要求的冲击接地电阻值时，冲击接地电阻是否合格要进行换算后才能确定。
在文献中，也有是先把雷电电流换算成正弦电流，再进行接地电阻的计算的。
但是需要运用积分变换公式较为繁杂，还是觉得用实验得出冲击系数再进行换算比较方便，但是由于没有直接测量冲击接地电阻的方法，无法知道这两个的精确度哪个更好。
而且，对于换算系数是否正确无法验证。
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