1 故障描述
　　2001年6月21日15时06分，北郊站220 kV黄北线U相发生故障，黄北线2458断路器U相跳闸，重合闸启动。紧接着，在U相断路器重合之前，220 kV 6号母线母差保护动作，运行于6号母线上的黄北线2458(V，W相)断路器、北嘉乙线2457断路器、广北乙线206B断路器、2号变中202B断路器和分段2026断路器跳闸，220 kV 6号母线失压 。故障发生时，现场目击者听到一声沉闷的巨响，看到U，V相电流互感器(TA)间出现一个大火球并发出强烈的白光，稍后升起白色的烟雾并随即散去。现场测量U，V相TA间距离为1.93 m。
　　雷电定位系统的记录显示：当日15时06分～15时07分共有7个负极性雷落在220 k V黄北线125～129号铁塔之间，雷电流幅值在－8.5～36.8 kA之间，北郊变电站2.5 k m范围内无雷电活动。
　　6月22日送电管理所对线路进行特查时发现：220 kV黄北线129号塔U相玻璃绝缘子雷击闪络，导线线夹两侧的导线烧花1 m，地线线夹两侧的导线烧花1 m。实际雷击故障点与雷电定位系统测量点十分吻合。
　　过电压使相间发生闪络非常少见，分析其发生原因对设备安全运行、设计等有重要的意义。
2 故障记录及分析
2.1 故障前北郊站220 kV侧运行方式
　　故障前北郊站220 kV黄北线、北嘉乙线运行于6号母线，广北乙线206B断路器 、2号变中202B断路器合闸，并通过206A和202A断路器与5号母线合环。分段2026断路器在合闸位置。
2.2 继电保护及录波动作情况分析　　
2.2.1 保护动作情况
    黄北线主Ⅰ、主Ⅱ保护均是高频距离出口，220 kV 6号母线母差保护动作。
2.2.2 录波动作情况
　　第一阶段：在0 s至0.046 s，U相电流和零序电流较大，U相电流有效值达19.2 kA，零序电流有效值达20.4 kA。
    第二阶段：在0.046 s至0.49 s，U相电流为0。　　
    第三阶段：在0.49 s至0.56 s，U相电流、V相电流和零序电流较大，有效值分别为8.5 kA，8.1 kA和16.4 kA，U相电流和V相电流相位大致相同。
　　第四阶段：在0.56 s至0.585 s，U相电流及V相电流较大，相位相反，电流值相等，有效值均达1.6 kA。
2.3 动作分析
　　在分析保护动作之前，先说明黄北线TA一次接线特点：黄北线TA一次侧两个绕组的串联是通过TA顶部的金属外罩实现的，而U，V相TA的放电点就在TA顶部的金属外罩上，其接线原理见图1。
                       
    根据以上接线及录波图进行分析：
　　a）黄北线线路首先发生U相接地故障，0．046 s后黄北线主I、主II保护高频距离出口跳开U相断路器。
　　b）跳开U相断路器后，在0．49 s开始发生U相和V相相间短路故障，此时由于U相接地故障未消除，因此故障发展为V相经过U相接地（见图2）。
                      
    由图2可知，发生V相经过U相接地故障时，在U相二次感应到的电流I_U由(I_V1＋I_V2)组成；由于I_V1，I_V2反极性，因此在V相二次感应到的电流由I_V1与I_V2之差组成。由于故障点靠近北郊侧，I_V1远大于I_V2，因此(I_V1＋I_V2)略大于(I_V1－I_V2)，且相位由I_V1决定，所以U相电流略大于V相电流，且相位相同。这一结果与录波图相吻合。　
    由于故障电流只经过TA的一个绕组，产生的磁通将减少一半，二次感应电流也将减少一半，此时的TA变比将增加一倍，因此根据录波图折算的一次电流值应为：I_U＝17 kA，I_V＝17 kA。
　　由图2可知，220 kV 6号母线U相母差感应差流即为I_U，母差动作一次值设定为3.0 kA，I_U(8.5 kA)大于3.0 kA，因此在0.56 s时U相母差动作，其结果正确。
　　V相母线一次差流接近平衡，但由于黄北线TA变比增加一倍以及I_V2的影响，V相母差感应差流值应为0.5 I_V1＋I_V2，约为8.1 kA，I_V(8.1kA)大于3.0 kA，因此在0.56 s时V相母差动作，其结果正确。
　　c）在0.56 s时母差保护动作后，北郊侧三相断路器跳闸，但由于黄埔侧V相断路器在运行中，故障变成黄埔侧黄北线V相经过北郊侧U相接地(见图3)。
                      
    发生黄埔侧黄北线V相经过北郊侧U相接地的故障时，在北郊侧U相二次感应到的电流I_U＝－I_V，因此U相电流IU等于V相电流I_V，但相位相反。因此在0.585 s时黄埔侧保护动作，切除故障。这一结果与录波图相吻合，此时北郊侧的一次故障电流应为3.2 kA。
3 杆塔雷击闪络原因分析
　　首先计算220 k V黄北线129号塔的耐雷水平。计算参数如表1所示，根据文献［1］给出的计算公式，得反击耐雷水平I₁＝102.9 kA，绕击耐雷水平I₂＝12 kA。
   
    雷电定位系统显示，15时06分～15时07分，共有7个负极性雷落在125～129号塔之间，雷电流在－8．5～36．8 k A之间。根据上面的计算及雷电流的测量数据可以推断：此杆塔的反击耐雷水平(102．9 kA)远大于实际雷电流值(12 kA)，因此 ，雷击不可能由反击产生，雷击跳闸是由绕击产生的。U相导线位于铁塔的边相，属于易绕击相。
4 U，V两相TA顶部间击穿原因分析
　　根据现场情况及继电保护动作情况分析，可以得出U，V两相TA顶部间发生了击穿现象，现场勘察发现U，V两相TA的外绝缘有明显的烧灼痕迹，停电后检查也发现了放电点，证实了U，V两相TA顶部间确实发生了击穿。下面对其击穿的原因进行分析。
4.1 确认事实
　　根据现场勘察结果，未发现附近有任何外来物体和烧焦物体残片，从U，V两相TA放电点的分析也排除外来物体导致短路的原因。
　　计算结果表明，TA发生放电处的直击雷防护裕度非常大，可排除直击雷的可能性 ；另外，雷电定位系统的记录也证明，在故障发生时，北郊站2.5 k m的范围内无雷电发生。因此，可以确认TA处的放电现象不是直击雷产生的，雷电过电压是由线路传入变电站的。
4.2 雷击过电压分析
　　根据雷电定位系统的记录和实际查线结果，在距离变电站TA位置约3.9 km处的黄北线129号杆塔有雷击发生，从雷电定位系统的记录可以清楚发现，该处在1 s之内曾发生多次雷击。结合保护动作和录波的结果，可以推断故障经过：一次雷击U相线路导致U相断路器跳闸分断后，在0.1～0.2 s的时间内，后续再次雷击U相线路产生雷电行波，在开断的线路末端发生全反射，产生较高的雷电过电压；同时，V相导线上感应的与U相波头相反的雷电波也传到变电站，在U，V相的TA处，大气过电压击穿空气间隙。
4.2.1 雷电过电压幅值估算
    为确认上述推断，下面进行计算论证。
　　220 kV线路悬式绝缘子串为13片，U_50%约为1 200 kV，因此雷击点雷电行进波起始幅值最大约为1 200 kV。雷电定位系统显示，在U相断路器开断后的0.1 s有一幅值为11.8 kA的负极性雷落到线路上，参考绝缘配合的计算公式^［1］，11.8 kA雷电流在导线上的过电压为1 180 kV。雷电波行进3.9 km的线路衰减率约为40%，此时断路器处于开断状态，雷电波在断路器断口处发生全反射，考虑到雷电波经3.9 km线路的传输，其波头已大大减缓，其反射叠加值取0.6，因此到达变电站断路器断口处的雷电波幅值为1 152 kV。由于TA与断路器的距离很近，二者可视为一点，因此，U相TA上的最大雷电过电压也为1 152 kV。另外，雷击点V相导线上感应出极性相反的雷电波，按文献［1］推荐的公式计算，其幅值为463 kV，同样按40%的衰减率计算，该反极性的雷电波传到TA处的值为278 kV。则U，V相间冲击电压差为1 430 kV 。U相TA对地是负极性雷电过电压，干弧距离为2.3 m的冲击放电电压达1 750 kV，发生对地闪络的概率为0。U，V相间TA的空气间隙为1.93 m，按棒－棒电极，其间隙的U50%为1 300 kV，外加1 430 kV的冲击电压，发生相间闪络的概率为99.9%以上。当然，考虑工频电压在雷电行进波到达时刻U相的相位为负的最大值时，U，V两相的电位差会更大。
4.2.2 U相断路器断口耐压情况的分析　　
    断路器断口的正极性冲击耐受电压为950 kV，根据有关正负极性冲击SF6气体放电试验数据推算，断路器断口的负极性冲击耐受电压为1 102 kV，而U相断路器断口处的过电压为1 152 kV，因此，理论上U相断路器断口仍有一定的击穿概率。由于U，V两相TA顶部间隙优先闪络，保护了断路器，否则，有可能造成断路器爆炸。
　　综合以上分析，可以得出：U，V两相TA顶部间隙的击穿是由于一次雷击U相线路导致U相断路器跳闸分断后，在未重合闸之前，后续再次雷击U相线路产生雷电行波，在开断的线路末端全反射，产生较高的雷电过电压所致。
5 反事故措施
5.1 故障原因
　　根据以上分析，可以得出故障原因有以下两点：
　　a）TA相间距离只有1．93 m，不满足文献［1］规定的2 m的要求，耐受过电压强度不足。
　　b）在断路器处于开断状态下，进线间隔无雷电侵入波保护，这对断路器断口等设备是十分危险的。
　　更严重情况下，即变电站出线第一基杆塔遭受雷击（正极性雷最严重），断路器处于断开位置，断路器断口击穿的概率非常大，有可能造成断路器爆炸。
5.2 反事故措施
　　虽然文献［1］对长期闭合运行的断路器的220kV，110 kV出线未有安装线路避雷器的要求（在满足母线避雷器保护范围的情况下），但由于广东是多雷地区，线路连续落雷事件时有发生，有可能在断路器开断未重合前侵入雷电波，破坏断路器等设备。省内深圳供电局、珠海电力局和佛山电力局等出现过3次断路器开断状态下雷电侵入波造成断路器爆炸的事故。因此提出以下反措建议：
　　a）加大TA相间的距离，满足文献［1］规定的间距2 m的要求。
　　b）由于北郊站地处多雷地区，上面提到的严重情况是可能出现的，因此建议加装特殊状态下雷电侵入波保护装置，比如加装无间隙ZnO避雷器、线路避雷器或空气间隙装置。从技术上讲，无间隙ZnO避雷器是最好的保护方式，但存在预试停电优点是避雷器本身故障时，不会影响系统的安全运行；空气间隙装置是最简单、最易维护 、价格最便宜的保护装置，但间隙装置产生的截波对变压器及SF₆断路器的绝缘有影响 ，同时，由于SF₆断路器的伏秒特性比较平坦，间隙装置与SF₆断路器进行完全绝缘配合有困难。因此，我们在北郊站采取的措施为：先在出口第一基杆塔安装线路避雷器，同时积极研究仅用间隙装置的保护方案。
6 结束语
　　广东是雷电活动非常强烈的地区，本来极少出现的断路器重合闸前又连续雷击线路的事件，在广东也发生了多起。运行经验证明，变电所的直击雷防护的可靠性 ，比沿架空输电线路侵入雷电波防护高10倍以上，变电所的危险是来自雷击进线保护段以内产生的侵入波，故进线段保护又称为危险段。因此，有必要对广东的变电站进线段保护进行深入的研究，必须采取有力的措施防止类似事件的发生。我们正在研究用间隙装置作为在特殊情况下的保护方式，即：间隙装置与避雷器之间可以进行绝缘配合 ，在断路器处于正常闭合状态下，由母线避雷器保护侵入波；只有当开断的状态下，间隙装置才起作用。这样既减少了故障概率，又不提高雷击跳闸率 。如前所述，间隙装置的不足之处是SF₆断路器与间隙绝缘配合有困难，所以我们的指导思想是：SF₆断路器与间隙装置除陡波外都能绝缘配合，允许极低概率（比如100年一遇）的很陡的侵入波造成设备故障，这在技术上极大地减少了故障概率，同时其投资和维护工作量非常低。欧美发达国家几乎在所有的变电站都使用间隙保护装置。因此，间隙装置是值得研究的有前途的进线保护方法。

［1］DL／T620—1997，交流电气装置的过电压和绝缘配合［S］．
［2］朱德恒，严璋．高电压绝缘［M］．北京：清华大学出版社，1992．
［3］周泽存．高电压技术［M］．北京：水利电力出版社，1998．