提高接地极散流效率的冲击接地降阻分析

袁 涛 雷超平 司马文霞 杨 庆 骆 玲 艾琳丰

（重庆大学电气工程学院输配电装备及系统安全与新技术国家重点实验室 重庆 400030）

1 引言

杆塔接地极的冲击接地电阻对架空输电线路的耐雷性能具有十分重要的意义[1]，对接地极冲击接地电阻的研究尤为必要。接地极冲击特性的相关研究表明，冲击电流作用下接地极的表面散流分布和散流效率对接地极的冲击接地电阻有决定作用，准确地研究接地极的冲击散流分布规律并结合工程实际，通过合理的布置接地极的几何结构，有效提高接地极的冲击散流效率，为接地极结构的优化设计和提高接地极的冲击散流效率提供理论依据。从而改善接地极的冲击接地特性，降低其冲击接地电阻，确保输电线路的供电可靠性[2]。

冲击电流作用下，接地极导体表面的散流呈现“中间少，端部多”的“端部效应”规律[3,4]，文献[4]通过实验室模拟试验研究了接地极结构型式、土壤电阻率、冲击电流幅值等因素对接地极冲击散流分布规律的影响，但对接地极的冲击散流分布仅做了定性的分析。文献[5，6]通过模拟试验测量了接地装置的工频轴向电流分布，对冲击散流的研究有借鉴作用。接地极冲击接地电阻的研究手段主要分为真型试验研究[7]、模拟试验研究[8,9]和数值计算研究[10]，其中，真型试验存在试验成本较高，操作难度较大，试验条件难以控制等缺点，研究较少；冲击接地电阻的数值计算往往基于一定的简化和假定，不能全面真实的反映冲击大电流往土壤流散时的复杂暂态过程；模拟试验操作简便，易于调节试验条件，且如果严格的按照模拟试验的理论来进行模拟试验，试验结果是比较准确的[1]。尽管对接地极冲击接地阻抗的研究较多，但尚存在如下不足：①未将接地极冲击散流分布与冲击接地阻抗进行综合研究，未从提高接地极冲击散流效率的角度作降阻研究；②杆塔接地极的结构设计往往基于工程经验，未对接地极的降阻机理做理论分析。因此有必要通过模拟试验对接地极的冲击散流分布规律做定量研究，探讨接地极的冲击散流分布规律与其冲击接地电阻的变化规律。

为有效利用“端部效应”，本文提出了4种简单结构的水平针刺接地极，通过模拟试验对上述接地极的冲击散流分布及其冲击接地电阻进行测量。定义冲击散流不均匀度μ为衡量接地极散流分布不均匀程度的特征量。对比分析散流不均匀度、冲击接地电阻和接地极几何结构的相互关系及其变化规律，为通过改进接地极结构、提高其冲击散流效率来降低接地极冲击接地电阻的研究奠定基础。

2 接地极冲击特性的试验装置及方案

2.1 试验装置与试品

在重庆大学输配电装备及系统安全与新技术国家重点实验室的冲击大电流试验平台上进行冲击接地模拟试验。冲击大电流试验平台的主体包括冲击电流发生器（Impulse Current Generator，ICG）和半球型模拟砂池两个部分，试验原理接线如图1所示。图中Tl为可控双向晶闸管；T2为升压变压器；r为保护用水阻；D为硅堆；C为充电主电容器组，总电容值为 3μF；G为气动点火球隙；R为调波电阻；L为调波电感；F为冲击电压分压器；CT为型号为1025的PEARSON穿芯式电流传感器；DSO为数字存储示波器；S为水平接地极；P为直径5m的半球型试验砂池

图1 冲击特性模拟试验原理接线图Fig.1 The principle wiring diagram of impulse characteristics simulation experiment

冲击电流作用下接地极表面的散流分布呈现“端部效应”[3]，为有效提高接地极的冲击散流效率，达到降低其冲击接地电阻的最终目的，考虑在单根水平接地极上添加“针刺”状的短导体，增加接地极的端部。基于上述思路，提出如图2b～图2e所示的4种结构的接地极。

图2 五种结构接地极的示意图Fig.2 Sketch of grounding devices

图2中所示5种接地极均为水平接地极，在接地极的端部注入冲击电流，图2中标示编号的节点均为接地极的轴向冲击电流待测点。其中，图 2a所示为长度100cm的单根水平接地极；图2b所示的接地极是在图 2a所示的接地极的中点加装长度为 L的短导体形成的；图 2c所示的接地极是在图2a所示的接地极的首端（即电流注入点）添加长度为L的短导体形成的，其几何结构对称；图2d、2e所示接地极的短导体分别位于单根水平接地极的中点和末端。

表1 接地极结构说明Tab.1 Configuration of the grounding electrodes in experiment

2.2 试验方法

试验中选取的试品是13种不同结构的接地极，分别是 A、B1、B2、B3、C1、C2、C3、D1、D2、D3、E1、E2、E3，各个接地极的结构参数如表 1所示。为测量上述接地极的冲击散流情况，在ICG触发放电电流分别为2kA和4kA时，分别测量上述13种接地极上各个轴向电冲击流待测点的轴向电流幅值。将PEARSON穿芯式电流传感器套装在某轴向电流待测点处，在保持试验条件不变的前提下，重复进行5次冲击放电，取数值大小居中3个值的算术平均值为该待测点的轴向冲击电流有效值。

已有的研究表明，接地极的冲击接地阻抗具有电流依赖性[11,12]，为准确的反映出各接地极冲击接地电阻的大小关系，分别测量各个接地极在相同冲击电流幅值下的冲击接地电阻，同时为不失一般性，在本模拟试验中选取5个典型的冲击电流幅值，分别是 20A、25A、30A、35A、40A，按照本文模拟试验中选取的模拟比例10归算，上述5种电流幅值所对应的实际雷电流幅值分别为2kA、2.5kA、3kA、3.5kA、4kA。试验时调节ICG的充电预设电压及回路参数，对每一种型式的接地极均分别施加上述幅值的冲击电流，又分别在每个电流幅值下重复5次试验。通过冲击电压分压器F测量接地极上的冲击电压幅值，电压和电流的峰-峰值相除即为此冲击电流幅值下接地极的冲击接地电阻。

3 试验结果分析

3.1 接地极冲击散流的计算

接地极的冲击散流是一个复杂的暂态过程，且接地极附近土壤中的火花放电击穿具有随机性[13]。为了直观准确的分析接地极的冲击散流规律，对各段导体的冲击散流大小做如下归一化处理。

定义文中 I(n)表示图 2中接地极上轴向电流待测点n处的轴向电流幅值，接地极A的轴向电流待测点n=1，2，…，9，图2b、2c、2d、2e中所示接地极的轴向电流待测点n=1，2，…，10，待测点0点的冲击电流幅值I0为总注入电流幅值。相邻待测点轴向冲击电流幅值的差值为上述两个待测点间导体段的冲击散流绝对值，上述差值占总注入电流幅值的比值，可以近似视为上述两个待测点间导体段在冲击电流峰值处的相对散流密度，如式（1）[3]所示。

某段导体的相对散流密度也等同为该段导体在接地装置冲击散流时的散流比重。值得注意的是，图2a所示接地极的轴向冲击电流待测点共9个（编号为1～9），图2c、2e所示接地极的轴向冲击电流待测点共 10个（编号为 1～10），这些待测点均匀分布在长为100cm的接地极上；图2b、2d所示接地极的轴向冲击电流待测点为非均匀分布，待测点5、6和“针刺”状短导体相邻，5、6点的轴向冲击电流幅值之差即为图2b、2d所示接地极“针刺”状短导体的冲击散流绝对值。

3.2 冲击散流不均匀度的计算公式

根据测量到的各种结构型式接地极的散流绝对值大小及其分布，计算各个结构接地极的散流不均匀度。本文中不均匀度的定义参考统计学中的标准差[14]以及文献[15]中截面流速均匀度的计算公式，建立式（2）、式（3）计算接地极冲击散流的不均匀度μ。

式中，n为接地极被所有轴向电流待测点分割成的总导体段数；fi为第i段导体的散流比重；μ为散流不均匀度。

根据μ的定义可知，不均匀度μ越大，表明接地极散流越不均匀，反之亦然。因此不均匀度μ用于对冲击电流作用下接地极表面散流的不均匀程度做定量评估。

3.3 各个接地极的冲击散流不均匀度

首先利用式（1）计算接地极上各段导体的散流比重fi，然后利用式（2）、式（3）计算接地极的冲击散流不均匀度μ。各个接地极分别在两种 ICG冲击放电电流下的冲击散流不均匀度见表2。

表2 接地极的冲击散流不均匀度Tab.2 Current leakage unhomogeneous degree of grounding electrodes

对比分析表2中的数据可知，对结构相同而“针刺”长度不相等的接地极而言，冲击散流不均匀度μ随着“针刺”长度的增加而增加。以图2b所示结构的接地极 B1、B2、B3为例，在 ICG的放电电流幅值为2kA的试验条件下，当“针刺”长度L由5cm增加至25cm，接地极的冲击散流不均匀度μ增加，这表明不改变其他试验条件，仅增加“针刺”长度，冲击电流作用下接地极的表面散流变得不均匀，图2c、图 2d、图 2e所示结构接地极的“针刺”长度和其冲击散流不均匀度也呈与上述类似的规律。这主要是因为“针刺”增长后，“针刺”部分的散流比重增加，从而形成集中散流，导致冲击散流变得更不均匀度。

“针刺”状短导体位于中部的接地极的冲击散流分布比“针刺”位于接地极冲击电流注入点的接地极和“针刺”位于末端接地极的散流更均匀，“针刺”状短导体位于注入电流端部的接地极的散流分布最不均匀。以接地极C1、D1、E1为例，无论回路的放电电流幅值是2kA还是4kA，D1的冲击散流不均匀度μ始终最小，而接地极C1的不均匀度μ最大。当“针刺”长度增加后，上述规律依然成立。分析这主要是由冲击散流时的屏蔽效应[1,3]导致的，由于单根水平接地极A的表面冲击散流分布存在“端部效应”，当“针刺”位于接地极两端时，屏蔽效应明显，从而导致“针刺”部分的冲击散流效率较低，而由于接地极中部的散流较小，屏蔽效应不明显，“针刺”部分导体的冲击散流效率较高。

当“针刺”位置不变，而由单边“针刺”变为双边对称“针刺”后，接地极的冲击散流不均匀度μ变大，即散流变得更不均匀。以接地极 B1和 D1、B2和D2、B3和D3为例，2kA和4kA两种冲击电流作用下，μ的最大增幅达 16.11%。这主要是由于双边加针的“针刺”部分的集中散流比重比单边加针的“针刺”部分更多，导致图2中所示的接地极D的散流分布较接地极B的散流分布更不均匀。

从表2可以看出，当ICG的充电电压的增加后，接地极的冲击散流分布变得更不均匀。当ICG的冲击放电电流幅值由2kA上升至4kA后，上述13种接地极的冲击散流不均匀度μ均有不同程度的增加，其中接地极C1的增加幅度最大，为59.9%，D2的增加幅度最小，为8.39%。这是因为当ICG的冲击电流幅值增加后，导致接地极端部附近土壤中的局部电场强度增加，这一区域的火花效应导致“端部效应”得到加强，从而使得冲击散流变得更不均匀。

3.4 接地极的冲击接地阻抗

本文中，Rc为冲击接地电阻，Im为冲击电流幅值。在 Rc-Im坐标下对接地极的冲击接地阻抗描点并拟合出冲击接地阻抗随冲击电流幅值的变化曲线，分别如图3～图5所示。

图3所示4条曲线为分别根据接地极A、E1、E2、E3在不同冲击电流幅值下的冲击接地电阻拟合的冲击接地电阻随冲击电流幅值的变化曲线，从图4可以看出，当对上述四种接地极施加相同幅值的冲击电流时，接地极E1、E2、E3的冲击接地电阻和“针刺”长度成反比。分别对比图2中所示的接地极B、C、D在3种“针刺”长度时的Rc-Im拟合曲线也可得到和上述相同的结论。这主要是由于“针刺”长度增加后，使接地极的有效散流长度得到增加[16]，从而导致冲击接地电阻降低。

图3 图2e所示接地极的冲击接地电阻曲线Fig.3 Impulse resistance of grounding devices in Fig.2e

图4 接地极针长为30cm时的冲击接地电阻Fig.4 Impulse resistance of grounding devices with 30cm length needle shaped conductor

图5 “针刺”位于接地极中部时的冲击接地电阻Fig.5 Impulse resistance of grounding devices with needle shaped conductor in the middle

如图4所示3条曲线分别为根据接地极C2、D2、E2的冲击接地电阻随冲击电流幅值变化的拟合曲线。从图4可以看出，相同幅值的冲击电流作用下，接地极 C2和 E2的冲击接地电阻相差不大，E2的冲击接地电阻略小，而 D2的冲击接地电阻明显小于C2和E2的冲击接地电阻。接地极C1、D1、E1和 C3、D3、E3的冲击接地电阻随冲击电流幅值变化的拟合曲线与图4所示的规律相似。

这表明，在“针刺”导体长度不变的前提下，“针刺”位于中部时的接地极D比“针刺”位于端部时接地极C、E的冲击接地电阻小，其中“针刺”位于首端（电流注入点处）的接地极C其冲击接地电阻最大。和 3.3节的讨论类似，这主要是由于无“针刺”的接地极两端的冲击散流比重较大，当“针刺”添加在接地极两端时，“屏蔽效应”明显，尤其当“针刺”位于电流注入端时，由于注入端附近存在3个导体分支，“屏蔽效应”降低散流效率，导致冲击接地电阻增加，上述情况和文献[3]中的Y型接地极在中心注入电流的情况类似。而当“针刺”位于接地极中部时，由于接地极中部无集中散流区域，因此“屏蔽效应”较弱，此时接地极的冲击接地电阻最小。

为对比分析图2中单边加“针刺”接地极B和双边对称“针刺”接地极D的冲击接地电阻，作出接地极B1、B2、D1、D2的冲击接地电阻随冲击电流幅值Im的拟合曲线，如图5所示。可以发现在接地极双边添加“针刺”状导体的降阻效果比单边添加“针刺”的降阻效果更明显。

3.5 端部效应与火花效应

研究表面，冲击大电流作用下，当接地极附近土壤中局部电场强度高于土壤的临界击穿场强时，在土壤中会发生火花击穿现象[17-19]。文献[20]将冲击电流作用下接地极附近的火花击穿区域等效为规则的几何形状。文献[13]利用感光胶片在实验室拍摄到火花击穿区域的图像。

图6 经火花放电击穿后的土壤Fig.6 The ionized soil after breaking down

本文通过实验室模拟试验对冲击放电后接地极附近的土壤进行观测，间接探讨和验证接地极冲击散流时的端部效应以及火花放电现象。首先将接地极埋设于0.1m的深度，然后分别对接地极A、C2、D2重复施加幅值为40A的冲击电流10次，在结束施加冲击电流后，翻开接地极埋设处的表层砂子，可以在和接地极的导体端部（包括“针刺”端部）接触的土壤中发现明显的烧蚀痕迹，如图6b所示，但在接地极非端部导体的附近土壤中观察不到明显的烧蚀痕迹，如图6a所示。

图6b中所示为接地极 C2“针刺”端部处土壤的烧蚀通道，在C2末端附近的土壤以及接地极A、D2各个端部附近的土壤中也能发现类似的烧蚀通道。这主要是由于接地极端部散流密集，在附近土壤中造成火花击穿导致的，火花放电将原本均匀的细砂烧蚀固化，使土壤中呈现明显的通道状，推测这些通道状与火花放电路径相关。

4 分析与讨论

将图 2中所示各接地极的冲击散流不均匀度μ与其冲击接地电阻综合对比分析可知：①当接地极结构不变，增大施加在接地极上的冲击电流幅值，会使接地极的冲击散流分布变得更不均匀，但冲击接地电阻减小，这和已有的研究结论相符；②当“针刺”接地极的针刺位置不变而增加“针刺”长度，会使接地极的冲击散流分布变得更不均匀，同时冲击接地电阻减小，这表明通过增加“针刺”长度可起到降低冲击接地电阻的目的；③当“针刺”长度相同时，“针刺”位于单根水平接地极中部的接地极其冲击散流分布最均匀，此时接地极的冲击接地电阻也对应最小，而“针刺”位于单根水平接地极首端，即冲击电流注入点处的接地极其冲击散流分布最不均匀，此时接地极的冲击接地电阻最大，对“针刺”状短导体位于单根水平接地极末端的接地极来说，其冲击散流不均匀度和冲击接地电阻均介于上述两者之间，这表明在实际工程中，尽量将“针刺”状导体布置在接地极的非端部处可以起到更好的冲击降阻效果。

5 结论

本文借助标准差的概念，建立了接地极冲击散流均匀μ的计算式。通过冲击接地模拟试验，测量并计算了13种几何结构接地极的在5个冲击电流幅值点下的冲击接地电阻以及上述接地极在2种充电电压下的冲击散流不均匀度μ。此外，还对多次冲击放电后的接地极周围土壤形态做了观察。主要得到如下结论。

（1）和“针刺”状短导体位于单根水平接地极的端部相比，同样长度“针刺”状短导体位于单根水平接地极中部时接地极的冲击散流更均匀，且其冲击接地电阻也更小。

（2）当“针刺”状短导体的位置不变而长度增加后，接地极的冲击散流变得更不均匀，冲击接地电阻减小。

（3）在经受冲击大电流后的接地极端部的附近砂土中观察到明显的火花放电烧蚀通道，这表明接地极在冲击电流作用下，其端部散流比重较大，端部的存在同时改变了接地极散流不均匀度μ和地中电场的分布。因此，通过在接地极上合理的添加若干“针刺”状短导体，人为控制地中电场的分布，达到显著降低接地极冲击接地电阻的目的是今后的研究重点。

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