基于CDEGS的110 kV变电站接地网优化研究

邓长征 赵自威,3 邱 立 傅天奕 谢海龙 曹新阳

(1. 三峡大学 电气与新能源学院，湖北 宜昌 443002； 2. 三峡大学 新能源微电网协同创新中心，湖北 宜昌 443002； 3. 中国电力科学研究院(武汉)， 武汉 430074)

基于CDEGS的110kV变电站接地网优化研究

邓长征1,2赵自威1,2,3邱 立1,2傅天奕1,2谢海龙1,2曹新阳1,2

(1. 三峡大学 电气与新能源学院，湖北 宜昌 443002； 2. 三峡大学 新能源微电网协同创新中心，湖北 宜昌 443002； 3. 中国电力科学研究院(武汉)， 武汉 430074)

接地网性能的好坏直接关系到变电站二次设备与运维检修人员的安全，合理的设计接地网至关重要．湖北某地区由于电网网架结构薄弱，规划新建若干座变电站，本文结合该地区110 kV变电站典型工程现场情况，运用专业接地计算仿真软件CDEGS对变电站接地网的接地电阻、地电位升、接触电压、跨步电压进行计算分析．对水平地网的均压优化、局部换土、增设垂直接地极、扩大接地网面积等方案的技术性和经济性进行综合评估，选取最合理的接地网优化方案，为本变电站站接地网工程提供参考．

CDEGS； 110 kV变电站； 接地网优化； 接地电阻

变电站的可靠接地是保障电力系统安全稳定运行的重要条件，其主要功能是为故障电流或雷电流提供向远方大地泄放的通道，从而将地电位升限制在安全阈值以内，防止变电站二次设备的绝缘遭受破坏；同时减小站内接触电压和跨步电压，保证运维检修人员的人身安全[1-3]．据报道，由接地网运行状况不佳引起的事故屡见不鲜，每次事故造成的直接经济损失大约在数十万元到几千万元．因此，接地网的优化设计是变电站建设中的重要环节．本文以接地系统的安全指标为对象，利用CDEGS仿真软件对水平地网的不等间距布置、局部换土、增设垂直接地极、扩大接地网面积等接地网优化方案[4-11]进行计算分析，综合评估其技术性和经济性，选择最优方案，为本变电站接地网工程提供参考．

1 现场概况

经实地勘测，变电站所在地区的岩土结构大致可分为4层：表层为碎石土，土壤平均厚度0.49 m；次表层为粉质粘土，平均厚度1.05 m；第3层为强风化千枚岩，平均厚度2.95 m；底层为中风化千枚岩，最大揭露厚度为6.8 m．

使用DER2571BV型接地电阻测量仪，在变电站所在区域选取6个点进行土壤电阻率测量，测量方法为温纳四极法．通过改变极距，选取某点土壤电阻率的极大值和极小值，然后以极大值乘以季节系数1.5，综合6个测量点的期望值作为接地设计的推荐值，即考虑季节变化的最大接地电阻．通过测量发现，6个测点的土壤电阻率都比较高，且分布比较均匀，其推荐值范围为420～615 Ω·m，将其期望值470 Ω·m作为均匀土壤结构模型的计算值．

变电站本期规划面积为64 m×60 m，终期可在原站址的基础上扩大至104 m×86 m，考虑到地网应距离围墙1 m，设计时本期地网面积按62 m×58 m计算，终期按102 m×84 m计算．

由于三相短路的故障电流对称，其入地电流并不大，因此接地网最大入地故障电流按不对称接地短路的电流计算，分流系数为0.5．根据可研资料，最大短路电流为4 486 A，由此计算出最大故障入地电流为2 243 A，并以此来校验接地网．依据交流电气装置的接地设计规范(GB/T 50065-2011)[12]，本站故障持续时间取tg=0.5 s．

2 接地安全指标分析

2.1 接地电阻

根据交流电气装置的接地(DL/T 621-1997)[13]规定：变电站接地装置的接地电阻应满足R≤2 000/I，其中I为故障入地电流，经计算得R≤2 000/2 243=0.89 Ω可见，理论上本站接地电阻很难达到行标规定的限定值．

2.2 地电位升

地电位升定义为故障电流或雷电流经接地装置入地时，所引起的接地装置相对于无穷远处零电位参考点的电压升高．行标DL/T 621-1997规定地电位升限定值为2 000 V，要求过于苛刻，很多时候这个指标是难以达到且没有必要的，需要付出很大的代价．而国标GB/T 50065-2011规定在满足站内跨步电压和接触电压的前提下可将地电位升限定值提高至5 000 V甚至更高，因此接地电阻限定值可提高至R≤5 000/2 243=2.23 Ω．

2.3 接触电压、跨步电压

接触电压是故障电流或雷电流经接地装置入地时在地表形成电位分布，身体接触到设备外壳时的电位与水平距离0.8 m处的脚所在地的地表电位之间的电位差，接触电压和接地电阻密切相关；跨步电压是地表水平距离为0.8 m的两点间的电位差，其大小受地表电位分布影响较大．行标DL/T 621-1997规定接触电压和跨步电压的安全限值为：

公式(1)(2)中，UT50和US50分别表示体重为50 kg的人体允许的接触电压和跨步电压安全限值，ρS是表层土壤电阻率，tg是接地故障电流持续时间．

2.4 地表高阻层的影响

分析公式(1)(2)可以得出：当选取50 kg的人体为参考对象，且故障持续时间tg为定值时，人体允许的接触电压和跨步电压的安全限值UT50和US50直接取决于表层土壤电阻率ρS．在一定范围内，ρS越大，人体允许的安全电压越大．因此，在站内铺设由砾石或鹅卵石、沥青等材料制成的表面高土壤电阻率层，可提高人体的安全耐受电压．IEEE Std80-2000[14]引入校正系数CS来表征地表高阻层的影响：

和行标DL/T 621-1997相比，IEEE Std80-2000考虑了地表高阻层的影响，其提供的公式具有对地表高阻层定量分析的能力，且公式中人体电阻取值为1 000 Ω，而行标DL/T 621-1997中取1 500 Ω，可见IEEE Std80-2000的计算结果更为精确和严格．对两者的计算结果进行比较得出，行标DL/T 621-1997对安全电压的计算结果均明显大于IEEE Std80-2000的计算结果，通过IEEE Std80-2000公式计算出的安全值，都能够满足DL/T 621-1997的要求．因此本方案采用更加安全和灵活的IEEE Std80-2000公式来计算跨步电压和接触电压安全限值．

本站土壤电阻率为470 Ω·m，经CDEGS计算得：不铺设地表高阻层时，人体允许的接触电压和跨步电压的安全限值分别为268 V和608.4 V；铺设厚度15 cm，电阻率3 000 Ω·m的地表高阻层时，人体允许的接触电压和跨步电压的安全限值分别为750.3 V和2 537.8 V．铺设地表高阻层可将人体允许安全电压提高至原来的3～4倍．

3 接地网优化方案

本期水平地网在水平方向布置12根长导体，总长744 m，竖直方向布置13根长导体，总长754 m．终期水平地网在水平方向布置16根长导体，总长1 632 m，竖直方向布置18根长导体，总长1 512 m．接地网埋深为0.8 m，导体选用-60 mm×6 mm镀锌扁钢，长导体经较短导体放热焊接而成．在变电站内铺设厚度15 cm，电阻率3 000 Ω·m的地表高阻层．

3.1 水平地网的均压优化

以往的接地网设计中，水平地网通常采用等间距布置．由于导体间存在互感，产生的互阻抗使得接地网各部分泄流不均匀，靠近接地网中心区域导体的泄流密度比边缘区域导体的泄流密度小的多，因此接地网中心区域受屏蔽效应影响最为严重．这就使得采用等间距布置的接地网地表电位分布不均匀，呈现中部高，四周低的趋势，而电位梯度变大使得接触电压的值变大，对运检人员的人身安全造成了威胁．

为了减小屏蔽效应的影响，采用不等间距法布置水平地网，增大中心区域网孔的大小，减小边缘区域网孔的大小，使接地导体都能得到充分利用．图1是地网不等间距布置示意图．

图1 水平地网不等间距布置示意图

3.1.1 最优压缩比的选定

文献[1]对导体间距的求法做了详细介绍，设中心网孔导体间距为dmax，则距离中心网孔为n级的网孔导体间距为：

式中，C是压缩比，为不大于1的常数，表征接地网导体间距的均匀程度．C越大，导体间距越均匀，C=1时为等间距布置．利用CDEGS软件计算出本期和终期在不同压缩比下的接地电阻，表1是仿真计算结果．

表1 不同压缩比下的接地电阻

如图2所示，为了更直观地展现接地电阻R随导体间距均匀程度(压缩比C)变化的规律，绘制R=f(C)曲线．从图2中发现，接地电阻在某压缩比下取得最小值，该压缩比即为水平地网的最优压缩比．此后的水平地网均按最优压缩比设计，本期最优压缩比为0.6，终期最优压缩比为0.7．

图2 最优压缩比

3.1.2 不等间距布置的均压效果

为了体现不等间距布置的均压效果，对本期水平地网的等间距布置和不等间距布置进行CDEGS仿真，对比分析二者的接地电阻、地电位升、接触电压、跨步电压，仿真结果如图3～5所示．

图3 地电位升

图4 接触电压

图5 跨步电压

分析接地电阻、地电位升、接触电压、跨步电压4个安全指标，对仿真得到的3 717个地表电位观测点的数据进行统计，结果见表2～4．

表2 不等间距布置对地电位升的影响

表3 不等间距布置对接触电压的影响

表4 不等间距布置对跨步电压的影响

由表1可得：水平地网在等间距布置下的接地电阻为3.42 Ω，在不等间距布置(最优压缩比)下的接地电阻为3.39 Ω，比等间距布置减小了0.9%．可见不等间距布置能有效降低水平地网的接地电阻．

分析表2可得：最大地电位升在等间距布置下为7 596 V，在不等间距布置下为7 616 V，比等间距布置时增大了0.27%，影响较小．而在不等间距布置下，地电位升大于7 500 V的分布仅占1.2%，比等间距布置减小了11.4%，人身设备安全明显提高．

分析表3可得：最大接触电压在等间距布置下为1 339 V，在不等间距布置下为1 027 V，比等间距布置时减小了23.3%．可见，不等间距布置可显著减小地表接触电压．

分析表4可得：相较于等间距布置，不等间距布置下最大跨步电压增大了36.5%，但由于人体可承受的跨步电压是接触电压的2～4倍，不等间距布置下的跨步电压远小于人体允许的跨步电压限定值，所以不等间距布置引起跨步电压增大的影响可忽略不计．

综合以上分析可得：水平地网的不等间距布置可有效降低接地电阻，均匀地表电位分布，降低地表接触电压，提高安全水平．

3.2 局部换土

由于变电站所在区域土壤电阻率偏高，给接地网设计带来了不利影响，现采取局部换土的方法，仿真分析其降阻优化效果．如图6所示为局部换土模型，沿接地网边缘开挖宽度2 m、深度2 m的槽，接地网边缘的导体位于槽中央，回填低电阻率土壤，其土壤电阻率为10 Ω·m左右．

图6 局部换土示意图

由CDEGS仿真得：接地电阻3.11 Ω，最大地电位升7 030.1 V，最大接触电压680.9 V，最大跨步电压120.5 V．接触电压和跨步电压满足了设计要求，说明局部换土均压效果较好．但与不采取局部换土相比，接地电阻下降率仅为8.3%，仍不满足设计要求．从经济性考虑，本次开挖的土方量为960 m3，成本极其高昂．因此，在接地电阻远不能达到设计要求时，不到万不得已不推荐使用局部换土方案．

3.3 增设垂直接地极

由于变电站条件不允许，垂直接地极不能布置于站外，只能沿水平地网四周导体均匀布置．仿真计算出接地极长度L为20 m、40 m、60 m，对应垂直接地极根数N为4、8、12、16时的接地电阻、地电位升、接触电压、跨步电压，并选择最优方案．垂直接地极材料为∠60 mm×5 mm的角钢．表5为仿真结果．

表5 长度L、根数N的垂直接地极的对比

分析表5可得：从技术性考虑，同时满足接地电阻、地电位升、接触电压和跨步电压安全指标要求的有4组：L40-N16、L60-N8、L60-N12、L60-N16；从经济性考虑，以上4组垂直接地极使用导体的总长度分别为640 m、480 m、720 m、960 m，L60-N8所用导体最少，材料最省．和L40-N16相比，L60-N8长垂直接地极更易接触到地层深处的地下水，且其跟水平地网等效长度更接近，其降阻效果更好，所以选用L60-N8垂直接地极作为最优方案．

3.4 扩大接地网面积(终期)

终期将在本期原有地网的基础上进行扩大，其仿真结果如下：接地电阻2.21 Ω，最大地电位升4 991.3 V，最大接触电压615.4 V，最大跨步电压81.6 V，满足安全设计值．考虑到终期变电站扩容的影响，若实际测量时接地电阻等安全指标不合格，推荐采取结合垂直接地极构造立体地网的方法，也可考虑接地模块、离子接地极等新型降阻材料．

4 结 论

1)本文对变电站接地网的安全指标进行了计算分析，并利用CDEGS对铺设地表高阻层的优化效果进行了仿真计算，最终得出各指标的安全限值为：接地电阻2.23 Ω、地电位升5 000 V、接触电压750.3 V、跨步电压2 537.8 V．

2)利用CDEGS选择水平地网不等间距布置的最优压缩比；对比等间距布置，可得不等间距布置可有效降低接地电阻、均匀地表电位分布、显著降低地表接触电压、提高安全水平．

3)本变电站仅依靠本期水平地网并不能解决接地网的设计要求，结合局部换土方法也不能满足，且局部换土工程量巨大，不推荐采用．

4)增设长垂直接地极可以起到很明显的降阻效果，结合技术性和经济性考虑，选择沿水平地网四周布置8根长为60 m的长垂直接地极，作为本期接地网的最优方案．

5)终期接地网的优化优先推荐增设长垂直接地极，也可考虑市场上的新型降阻材料．由于没有统一的建模标准和规范，利用CDEGS对新型降阻材料进行仿真，证实其结果的准确性比较困难，这将成为下阶段的工作目标．

[1] 何金良, 曾 嵘. 电力系统接地技术[M]．北京：科学出版社, 2007．

[2] 李 谦. 电力系统接地网特性参数测量与应用[M]．北京：中国电力出版社, 2013．

[3] 张 波, 何金良, 曾 嵘. 电力系统接地技术现状及展望[J]．高电压技术，2015，41(8):2569-2582．

[4] 张柯林, 陈俊武, 周志成. 基于IEEE std 80-2000的110 kV变电站接地网改造的计算及仿真研究[J]．电瓷避雷器，2006，49(5):42-46．

[5] 杨 鑫, 李景禄. 宁德某110 kV变电站接地网改造分析[J]． 电瓷避雷器， 2007，50(5):22-24．

[6] 沈文光, 兰 静. 变电站地网工频接地电阻安全允许值评估[J]．电气技术，2009，10(11):94-96．

[7] 赵爱华, 王庆军, 姬春义, 等. 高土壤电阻率地区变电站接地网的改造及分析[J]． 安徽电力， 2012，29(1):49-51．

[8] 成文杰, 张 竞, 史宏伟, 等. 110 kV鹿邑变电站接地网改造研究[J]．华北电力技术，2013，43(12):41-45．

[9] 王爱霞, 王思华, 王 明. 基于粒子群算法的变电站接地网优化研究[J]．电瓷避雷器，2013，56(3):100-104．

[10] 邱太洪, 王俊波, 罗容波, 等. 基于CDEGS某110 kV变电站接地网改造安全状态评估[J]．电瓷避雷器，2016，59(4):138-141．

[11] 胡晨刚. 110 kV杨岭变电站接地网优化设计研究[D]．北京：华北电力大学，2015．

[12] GB/T 50065-2011, 交流电气装置的接地设计规范[S]．北京：中国计划出版社, 2011．

[13] DL/T621- 1997, 交流电气装置的接地[S]．北京：中国电力出版社, 1997．

[14] IEEE Std 80-2000, IEEE Guide for Safety in AC Substation Grounding[S]．New York：The Institute of Electrical and Electronics Engineers, Inc, 2000．

Studyof110kVSubstationGroundingNetworkOptimizationBasedonCDEGS

Deng changzheng1,2Zhao Ziwei1,2,3Qiu Li1,2Fu Tianyi1,2Xie Hailong1,2Cao Xinyang1,2

(1.College of Electrical Engineering & Renewable Energy,China Three Gorges Univ.,Yichang 443002,China;2.Hubei Provincial Collaborative Innovation Center for New Energy Microgrid,China Three Gorges Univ.,Yichang 443002,China；3.Wuhan Branch,China Electric Power Research Institute,Wuhan 430074,China)

The performance of grounding network is directly related to the safety of substation secondary equipment and the operation or maintenance staff, so it is extremely significant to design grounding network reasonably. Due to the power grid structure is weak in a region of Hubei province, several new substations are planned for construction.In this paper, combining with typical 110 kV substation project site in the region, the professional grounding calculation simulation software CDEGS is applied to calculate and analyze the grounding resistance, ground potential rise, step voltage and touch voltage. The technicality and economy of balancing the voltage of horizontal grounding network , replacing part of the soil, increasing the number of deep well vertical grounding electrodes, expanding grounding network area and other options are comprehensively evaluated to select the most reasonable grounding network optimization scheme, so as to provide a reference basis for the project.

CDEGS; 110 kV substation; grounding network optimization; grounding resistance

10.13393/j.cnki.issn.1672-948X.2017.05.016

2017-03-29

国家自然科学基金(51507092)

邱 立(1984-)，男，副教授，博士，硕士生导师，研究方向为输电线路设备电磁场分析及应用与高电质技术．E-mail：Doctor_QiuL@163.com

TM862+.3

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1672-948X(2017)05-0079-05

[责任编辑张 莉]