采用长垂直接地极的TB型接地装置优化设计

周利军，梅诚，古维富，陈斯翔

(1. 西南交通大学 电气工程学院，四川 成都 611756；2. 广东电网有限责任公司佛山供电局，广东 佛山 528000)

输电线路的防雷设计是决定架空输电线路可靠性与稳定性的一个至关重要的因素。国内外的运行经验和研究分析表明，输电线路杆塔接地装置的冲击接地电阻严重影响着线路的防雷效果。在强雷暴天气频发的地区，接地系统的冲击接地电阻过高会严重危及系统和人身安全[1]。已有研究表明，长垂直接地极能有效降低杆塔接地系统的冲击接地电阻。然而由于多根垂直接地极间的屏蔽效应尚未量化，长垂直接地极的长度优化设计亟待研究。

国内外学者针对各种形式地网及接地装置的冲击降阻措施进行了大量的研究。接地装置冲击降阻特性的研究主要利用数值计算与模拟试验两种手段。其中，数值计算主要是基于有限元方法，通过边界条件的控制计算得到冲击电流向土壤流散时复杂的暂态过程以及冲击系数。模拟试验操作简便，基于量纲相似判据[2-3]，能有效模拟大型接地装置的冲击特性以及电流分布情况。文献[4]基于数值计算对单根垂直接地极在均匀土壤产生冻土前、后的接地电阻值进行建模计算，其实质就是研究垂直接地极在水平双层土壤结构中接地电阻的变化规律，研究表明垂直接地极对于所在土壤存在下层电阻率低的接地系统尤其有效。文献[5-9]采用时域差分思想和多物理场有限元分析相结合的方法，以单根水平接地极和添加短导体后的水平接地极为研究对象，从屏蔽效应强弱的角度分析多种结构接地极的冲击特性，研究表明在放射状伸长接地极上添加短导体能够提高中间段导体的散流效率，减小冲击接地电阻。文献[10-11]研究了土壤电离效应对冲击接地电阻及地表电位的影响，同时通过模拟试验验证了编制的有限元计算程序，研究表明考虑了土壤电离效应计算得到的地表电位明显低于未考虑时的地表电位，要得到真实的冲击特性需要考虑土壤的非线性特性。文献[12-13]应用工程实例验证了长垂直接地极对降低地网接地电阻的效果，且认为在发、变电站接地网增加垂直接地极时，既要考虑实际的降阻效果，又要正确考虑垂直接地极利用系数的大小，才能达到最佳效果。文献[14-16]对简单垂直接地极和并联布置的多根垂直接地极的冲击特性和散流分布不均匀性进行分析，研究表明垂直接地极长度和数量增加导致电极利用率降低，须兼顾长度及根数变化规律。

本文针对输电杆塔TB型接地装置采用长垂直接地极的降阻效果进行分析，对长垂直接地极最优长度进行定量计算，同时对其影响因素进行分析，最后通过模拟试验及软件仿真计算对垂直接地极长度及布置方式的优化设计进行验证。

1 垂直接地极冲击散流规律

1.1 仿真模型的建立

本文对某500 kV输电杆塔TB型接地装置进行建模仿真，如图1所示。接地导体材料使用直径14 mm圆钢；矩形接地框尺寸为12 m×12 m，埋深0.8 m；垂直接地极长度为10 m；土壤采用均匀土壤。注入2.6 μs/50 μs标准雷电流波，对杆塔接地装置建模仿真。

图1 TB型接地装置结构Fig. 1 Structure of TB grounding device

1.2 导体段泄漏电流分布

采用第1.1节杆塔接地装置模型，将接地导体分段，每1 m为1段。因为整个装置对称分布，在研究接地装置冲击泄漏电流分布时，可只观察矩形接地框一条边及相邻垂直接地导体的冲击泄漏电流分布情况。接地装置导体分段及编号情况如图2所示。

图2 接地装置导体分段及编号Fig. 2 Grounding conductor section and numbers

注入2.5 kA标准雷电流，土壤电阻率为100 Ω·m，垂直接地导体长度分别为10 m、20 m时，各导体段的冲击泄漏电流如图3所示。由图3可知，矩形接地框与垂直接地极连接处的冲击泄漏电流最小，说明该接地装置连接部位的散流能力较弱；矩形接地框4根导体段中部的冲击泄漏电流较两端大，散流能力相对较强；垂直接地极上冲击泄漏电流的最大值出现在垂直接地极的末端；垂直接地导体长度为20 m时，相比垂直接地导体长度为10 m的情况，各导体段的冲击泄漏电流趋近均匀。计算得到4根10 m长的垂直接地极总的冲击泄漏电流占注入电流的55.3%，4根20 m长的垂直接地极总的冲击泄漏电流占注入电流的75.6%，说明杆塔接地装置增加垂直接地极后将雷电流引入地下的效果明显。

图3 垂直接地导体长度分别为10 m、20 m时，各导体段 的冲击泄漏电流Fig. 3 Impulse leakage current of each grounding conductor segment as length of vertical grounding conductor is respectively 10 m and 20 m

2 垂直接地极最优长度研究

2.1 确定最优垂直导体长度的依据

由接地极的冲击特性知，高频冲击电流的作用使接地极电感效应非常强，冲击电流沿垂直接地极向下流散的阻力会越来越强，直到接近最优长度时电流基本不再向远端流去。针对长垂直接地极，为了能找到冲击电流向下方流散能力最弱的位置，本文采用一种短屏蔽方法，即把长垂直接地极中长度为0.5 m的某段导体用绝缘漆包裹，使被绝缘的该段导体失去径向电流流通路径，只能沿轴向流散。20 m长的垂直接地导体分为20段，每段长度为1 m，编号13—32，每段再分为a、b两段，编号分别为13a、13b、14a、14b、…、32a、32b，如图4所示。在导体上沿13a至32b逐段进行短屏蔽，以确定长垂直接地极最优长度。

图4 导体短屏蔽方式Fig. 4 Short shielding mode of conductor

采用短屏蔽方法确定长垂直接地极最优长度前，先要研究屏蔽0.5 m导体段对整体装置散流的影响。图5对比了垂直接地导体段无屏蔽、首端13a号导体屏蔽、末端32b号导体屏蔽时的各段导体冲击泄漏电流分布，可以看出13a号导体表面被短屏蔽后，整个13号导体段的冲击泄漏电流为10.8 A，由13b导体表面径向散流。12号与14号导体段的径向散流增加约1 A，短屏蔽方法会影响邻近1～2 m导体段的冲击泄漏电流，对接地装置整体散流分布影响不大。

图5 短屏蔽对各导体段冲击泄漏电流的影响Fig. 5 Influence of short shielding on impulse leakage current

土壤电阻率为100 Ω·m时，取垂直接地导体长度为20 m、30 m、40 m来研究短屏蔽对不同长度垂直接地导体冲击接地电阻的影响，表1给出了3种长度垂直接地导体在无屏蔽、首端短屏蔽、末端短屏蔽时的冲击接地电阻。在垂直接地导体无短屏蔽时，随着接地装置垂直接地导体长度的增加，冲击接地电阻基本不变，这是垂直接地导体超过最优长度导致。首端短屏蔽相对无屏蔽时冲击接地电阻增大，且增大程度比末端短屏蔽时更明显。这是因为矩形接地框与垂直接地导体交点处的冲击泄漏电阻较大，在首端增加短屏蔽后该处更难散流，因此冲击接地电阻增大，该散流抑制效果随着垂直接地导体长度增加而减弱。

表1 短屏蔽对不同长度垂直接地导体冲击接地电阻的影响
Tab.1 Influence of short shield on impulse grounding impedance of vertical grounding conductor

接地导体长度/m无短屏蔽时冲击接地电阻/Ω首端短屏蔽时冲击接地电阻/Ω末端短屏蔽时冲击接地电阻/Ω202.162.662.58302.132.742.67402.122.782.73

对于20 m长垂直接地导体，将20b导体短屏蔽，整个装置冲击接地电阻变为2.19 Ω，其值低于首端短屏蔽时的值，说明在接近最优长度时，冲击接地电阻值最小。因此，基于短屏蔽方法计算得到最小冲击接地电阻值时，短屏蔽位置上方至垂直导体首端的长度定义为该土壤电阻率和该布置方式下的垂直接地导体最优长度。

2.2 确定最优垂直导体长度的具体方法

在CDEGS中构建如图1所示的输电杆塔TB型接地装置模型。接地导体材料使用直径14 mm圆钢；矩形接地框尺寸为12 m×12 m，埋深为0.8 m；垂直接地导体长度为20 m。注入2.6 μs/50 μs标准雷电流波，从13a至32b号导体逐段进行短屏蔽，每次短屏蔽计算一次冲击接地电阻，找到对应冲击接地电阻最小值时屏蔽段上方至导体首端长度，即为该接地装置垂直接地导体的最优长度。表2给出了该模型在不同土壤电阻率下的最优垂直导体长度。土壤电阻率为1 000 Ω·m时，接地装置整体的冲击接地电阻已达到16.38 Ω，此时继续提高土壤电阻率意义不大。

表2 不同土壤电阻率下垂直接地导体最优长度
Tab.2 Optimum length of vertical grounding conductor under different soil resistivity

土壤电阻率/(Ω·m)垂直导体原始长度/m最优长度/m50207.570208.5100209.5200201230030165003020700302210003024

对表2数据进行拟合可得到TB型接地装置垂直导体最优长度le与土壤电阻率ρ之间的分段函数表达式为

(1)

土壤电阻率越大，最优长度le越长，这是因为土壤的电阻率越大，垂直接地导体的径向散流受阻，冲击电流更多的流向末端，增大了最优长度。

2.3 有效性分析

实际施工大多根据接地设计的相关规范对垂直接地导体的长度进行限定及实施。例如GB 50065—2011《交流电气装置的接地设计规范》中建议根据水平接地网接地电阻的大小和实际的降阻要求以及地质结构来确定垂直接地导体的根数及实际长度；清华大学学者何金良和曾嵘所著的《电力系统接地技术》给出了单根垂直接地导体的最优长度计算公式为

(2)

式中：Im为雷电流幅值，kA；τ为雷电流波前时间，μs。

式(2)说明，本研究中雷电流幅值为2.5 kA、波前时间为2.6 μs时，垂直接地导体最优长度随土壤电阻率的增大而增大，与式(1)一致。不同的是，由于接地装置采用多根垂直接地导体时的最优长度暂时没有明确的计算方式，只能依据单根垂直接地导体最优长度估计。根据研究，多根垂直接地导体并联时会有明显的屏蔽效应，从而减小最优长度，造成了接地材料浪费。

例如，土壤电阻率为400 Ω·m时，对于矩形接地框为12 m×12 m的TB型接地装置，由式(1)计算得到的最优长度约为18 m，4根接地导体总的最优长度为72 m，4根垂直接地导体布置下的冲击接地电阻为8.80 Ω。由式(2)计算得到的单根垂直接地导体最优长度为48 m。若采用单根垂直接地导体，虽然接地材料节省，但是冲击接地电阻为12.04 Ω；采用2根垂直接地导体布置，需要96 m接地材料，且2根布置下冲击接地电阻为9.60 Ω；4根布置下冲击接地电阻虽为7.20 Ω，但是需要192 m接地材料，产生了严重浪费。因此，接地装置使用垂直接地极时，有必要考虑多根垂直接地导体间的屏蔽效应。

3 垂直接地导体优化布置方式

由第2节最优长度计算公式知，土壤电阻率为500 Ω·m时，垂直接地导体最优总长为80 m。取总长度32 m、56 m、64 m、80 m、96 m、128 m、160 m，分别计算布置4根垂直导体和8根垂直导体(如图6所示)时的冲击接地电阻，结果如图7所示。

图6 8根垂直接地导体布置方式Fig. 6 Arrangement patterns of eight vertical grounding conductors

图7 矩形接地框尺寸为12 m×12 m时的冲击接地电阻Fig. 7 Impulse grounding resistance as size of rectangle grounding frame is 12×12 m

由图7可知，在垂直接地导体总长度一定的情况下，当垂直接地导体总长度小于132 m时，4根垂直导体时的冲击接地电阻小于8根垂直导体时的冲击接地电阻。垂直接地导体总长度为80～132 m时，此时4根垂直导体已经达到最优散流长度，冲击接地电阻小于8根垂直导体布置的主要原因是8根垂直导体相邻间距为6 m，屏蔽效应抑制散流，导致冲击接地电阻较高。但是在垂直接地导体总长度为160 m时，8根垂直导体布置时的冲击接地电阻小于4根布置时的冲击接地电阻。

对TB型接地装置矩形接地框尺寸为18 m×18 m和24 m×24 m两种情况进行上述仿真计算，垂直导体长度设定见表3，土壤电阻率取 500 Ω·m，计算结果如图8、图9所示。其中4根垂直导体布置时，通过短屏蔽方法得到矩形接地框尺寸为18 m×18 m时的单根最优长度为23.5 m，矩形接地框尺寸为24 m×24 m时的单根最优长度为28 m。

表3 垂直导体长度设定
Tab.3 Vertical conductor length setting

18 m×18 m矩形接地框24 m×24 m矩形接地框4根布置时单根长度/m8根布置时单根长度/m4根布置时单根长度/m8根布置时单根长度/m1471261681682010241223.511.752814281436183618402040204422

图9 矩形接地框尺寸为24 m×24 m时的冲击接地电阻Fig. 9 Impulse grounding resistance as size of rectangle grounding frame is 24×24 m

由图8和图9可以得出，矩形接地框尺寸为18 m×18 m时，布置4根垂直导体的冲击接地电阻小于布置8根垂直导体的冲击接地电阻时的垂直导体总长度临界值为120 m，大于总的最优长度(94 m)；矩形接地框尺寸为24 m×24 m时，该临界值为116 m，与总的最优长度(112 m)相近。说明矩形接地框尺寸为24 m×24 m时，在垂直接地导体未达到总的最优长度情况下，延长单根垂直接地导体长度比增加垂直导体数量的冲击降阻效果更好。

通过对上述3种不同尺寸TB型接地装置最优布置方式的研究，得出的结论是：当接地装置尺寸较小时，由于屏蔽效应强，延长单根垂直接地导体长度的冲击降阻效果比增加垂直接地导体数量好。当接地装置尺寸较大时，如矩形接地框尺寸为 24 m×24 m的TB型接地装置，在总的最优长度内，延长单根垂直接地导体长度效果较好；超过总的最优长度时，反之。

4 优化布置的试验验证

为了验证第3节所得结论的正确性，在220 kV顺都甲线79号杆塔所在场地进行了垂直接地极的冲击试验，试验原理如图10所示。杆塔接地装置为12 m×12 m矩形接地框，埋深为0.8 m。为了模拟真实雷电散流情况，以接地装置为中心，设置了半径约30 m的金属回流环，金属回流环为接地编织铜线，每隔10 m打入回流电极，回流电极打入深度为0.8 m。为了获得足够的容量，用柴油发电机进行充电。冲击电流通过铜排注入接地装置，铜排用绝缘子支撑，避免接触地面。试验时，通过电阻分压器及高精度Rogowski线圈测得冲击电流下的接地装置对地电位升和注入电流。其中，电阻分压器的分压比为1 000∶1；罗氏线圈为PEARSON 101型，测量频率范围为0.25 Hz～ 4 MHz，灵敏度为0.01，最大可测冲击电流峰值为50 kA。冲击接地电阻通过接地装置的最大对地电位升和注入的冲击电流峰值计算得到。为了获得较为准确的冲击接地电阻，通过调整金属回流环的大小[17-21]，对比仿真模型理论计算值，若测量值与理论值接近，则近似认为测量值为真实的冲击接地电阻。

1—高压电流互感器；2—冲击电流发生装置；3—分压器；4—电压参考极。图10 试验原理Fig. 10 Experiment principle

采用ETCR3000B土壤电阻率测试仪测得试验场地的土壤电阻率为116 Ω·m。通过第2.2节最优长度计算公式得到该土壤电阻率下布置4根垂直导体时单根最优长度约为10 m，总的最优长度为40 m。试验时通过调整放电回路中的调波电阻与调波电感，注入幅值为2.5 kA、波形为2.6 μs/50 μs的冲击电流。试验结果见表4。

表4 试验结果
Tab.4 Test result

垂直接地导体根数单根垂直接地导体长度/m试验次数冲击接地电阻均值/Ω41043.321643.082042.928543.68843.121042.88

由表4可知，12 m×12 m矩形接地框垂直接地导体总长度为40 m时，延长原有4根垂直接地导体长度的冲击降阻效果比8根垂直接地导体好；总长度为64 m时，4根垂直接地导体布置的冲击降阻效果与8根垂直接地导体布置相当；总长度为80 m时，8根垂直接地导体布置的冲击降阻效果比延长原有4根垂直接地导体长度好。该结论与与第3节得出的结论相同。

5 结论

a)对接地装置各导体段冲击泄漏电流分布的研究发现：接地装置与垂直接地导体连接部位的散流能力相对较弱；垂直接地导体越长，接地装置上冲击泄漏电流分布越均匀。

b)设计了一种绝缘短屏蔽的方法，用以确定接地装置垂直接地导体的最优长度。通过计算不同土壤电阻率下垂直接地导体最优长度，拟合了TB型接地装置垂直接地导体最优长度随土壤电阻率变化关系式。土壤电阻率越大，最优长度越长。

c)通过对3种不同尺寸TB型接地装置的垂直接地导体最优布置方式的研究可知：当接地装置矩形框边长大于24 m时，在垂直接地导体总的最优长度内，延长原有4根垂直接地导体长度的冲击降阻效果好；超过总的最优长度时，采用8根垂直接地导体的降阻效果较好。当接地装置矩形框边长小于24 m时，4根垂直导体布置的冲击降阻效果优于8根垂直导体布置的冲击降阻效果。