山脊风电机组多向辅助接地网散流特性与影响因素研究

胡元潮， 连学森， 姜志鹏， 安韵竹， 安炳臣， 陈 丹

（1.山东理工大学 电气与电子工程学院， 山东 淄博 255000； 2.国网湖北省电力有限公司 鄂州供电公司，湖北 鄂州 436000； 3.华能济宁高新区热电有限公司， 山东 济宁 272000）

0 引言

随着风力发电行业的发展， 风电机组装机容量不断增加[1]。 雷击灾害对于风电机组安全运行的影响大， 良好的防雷接地系统对保护风电机组、减小雷击灾害十分重要[2]。 我国许多风电机组建设在山脊上， 这些地区土壤情况复杂、土壤电阻率高，降低接地电阻是减少雷击事故的关键[3]，[4]。 降低接地电阻的作用是尽快地将雷击电流散流至土壤及终端，因此铺设经济适用、接地电阻小、具有稳定散流能力的山脊风电机组接地网，对于风电产业的持续发展具有重大意义[5]。

当前，风电产业快速发展，对于风电机组防雷保护的研究逐渐增多[6]。 为了研究风电机组桨叶的引雷能力与接地电阻之间的关系，文献[7]采用放电试验的手段，发现引雷能力和接地电阻的大小呈现出负相关关系，改善接地性能有助于改善风机的防雷效果。 文献[8]结合实际工程，考虑到直击雷保护、感应雷保护、接地装置和机组配套升压设备保护， 系统地阐述了满足工程实际需要的过电压保护及防雷接地方案。 曾勇针对贵州省的复杂地质条件， 对贵州山地风电机组的防雷接地方法进行分析， 提出了降低风机接地电阻的有效措施[9]。 文献[10]采用软件模拟的方法，建立海上风力发电机组的自然接地模型， 利用分段、叠加定理求出模型的接地阻抗，并且比较了海水和海床的电阻率对接地电阻大小的影响程度；发现了由导管架构成的自然接地体可满足风电机组的接地要求。 杨仲江分析了雷击事故的机理，根据接地电阻的影响因素，针对不同的风电机组接地网形式进行了接地电阻计算，对接地设计提供参考[11]。

本文应用仿真软件CDEGS，研究多向辅助接地网采用镀锌钢接地材料和柔性石墨复合接地材料时的散流特性和影响因素， 为山脊风电机组多向辅助接地网的铺设和选材提供参考。

1 仿真建模与参数设定

风电机组设备遭遇雷击灾害时极易损坏，对防雷接地电阻要求较高。 为了减少雷击事故，合理选择辅助接地网的铺设形式与接地材料是十分重要的。 图1 为单向辅助接地网和多向辅助接地网的建网模型示意图。辅助接地网采用双边形式，主接地网与辅助接地网之间由外延引线连接。 外延引线的设置是为了将入地电流引至辅助接地网中进行散流，从而减小接地电阻，使散流过程更加稳定、均匀。

图1 建模模型Fig.1 Modeling model

在CDEGS 软件中建立山脊风电机组单向辅助接地网模型。主接地网结构是边长为10 m 的方形接地网，由镀锌钢接地材料构成，沿风电机组根部开始敷设。 辅助接地网的总长度为20 m，通过外延引线与主接地网连接，埋深均为0.8 m。 辅助接地网和外延引线均采用镀锌钢接地体材料和石墨接地体材料。 为研究多向辅助接地网向土壤中的散流情况，将接地网进行分段处理，设置的观测面长宽均为整个接地网的1.2 倍。 接地网采用边框四角注流的方式，注入总电流为100 kA，频率为100 kHz。 接地材料参数见表1。

表1 接地材料参数Table 1 Grounding material parameters

2 单向辅助接地网散流特征与影响因素

2.1 外延引线长度对单向辅助接地网的影响

为了研究外延引线长度对单向辅助接地网接地电阻以及分流系数的影响，设置入地电流频率为100 kHz，入地总电流幅值为100 kA，土壤电阻率为1 000 Ω·m，辅助接地网长度为20 m，外延引线长度为20～100 m，采用镀锌钢和石墨作为接地体材料。 计算所得不同外延引线长度下的接地电阻如图2 所示。

图2 不同外延引线长度下的接地电阻Fig.2 Grounding resistance at different length of extension grounding line

由图2 所示结果可知， 在100 kHz 电流作用下，随着外延引线长度的增加，石墨和镀锌钢接地体构成的单向辅助接地网接地电阻先减小后增大。 当外延引线长度为40 m 时，石墨接地体接地电阻值降至29.5 Ω 左右。两种接地材料均具有有效散流长度， 外延引线长度在有效散流长度限值内增长时，接地网接地电阻会逐渐减小。由图2 还可发现， 石墨接地体相对于镀锌钢接地体具有更小的接地电阻。由于高频电流作用的影响，接地体材料的集肤效应急剧增强， 成为影响接地电阻大小的主导因素。石墨接地材料的相对磁导率更小，受到集肤效应的影响小， 因此石墨接地体具有更小的接地电阻。 计算不同外延引线长度下的分流系数如表2 所示。

表2 不同外延引线长度下的分流系数Table 2 Divergence coefficient under different extension lead length %

为了研究外延辅助接地网的分流作用， 定义流入外延引线的电流I外延与总注入电流I总的比值为分流系数η， 通过分流系数来表征辅助接地网的分流能力。

由表2 可见，随着外延引线长度由20 m 增长至100 m， 镀锌钢和石墨接地体的分流系数均是先增大后减小，分流系数最大为14.24%。 接地电阻越大，越不利于将入地电流散流至终端，因此分流系数随着接地电阻的变化规律一起变化。 由表2 还可以得知， 石墨接地体的分流系数比镀锌钢接地体的分流系数大。 这说明石墨接地体具有更加稳定的散流特性， 可以更好地缓解主接地网的散流压力。在实际工程中，应铺设合适长度的辅助接地网， 降低接地电阻， 更好地将电流散流至终端。为了细致观察单向辅助接地网的散流过程，根据仿真计算结果得到图3。

图3 外延引线长为40 m 时的散流情况Fig.3 Flow current divergence of extension grounding line at 40 m length

由图3 可知， 单向辅助接地网在注流点处散流较多，受屏蔽效应影响，外延引线部分的散流较少，辅助接地网中呈现明显的端部效应。与镀锌钢接地体相比，石墨接地体散流更为均匀，散流特性更为稳定，能更好地将入地电流散流至终端。这是由于在高频电流的作用下， 相对磁导率较小的石墨接地体受趋肤效应的影响较小所致。

2.2 外延引线数量对单向辅助接地网的影响

为了研究外延引线数量对单向辅助接地网接地电阻以及散流特性的影响， 设置单根外延引线长度为40 m，外延引线数目取2～6 根。 土壤电阻率保持1 000 Ω·m，入地电流频率为100 kHz。 入地电流采用四角注流的方式， 单根引下线入地电流大小为25 kA。 计算不同外延引线数量下的接地电阻如图4 所示。

图4 不同外延引线数量下的接地电阻Fig.4 Grounding resistance with different numbers of extension grounding line

由图4 仿真计算结果可知， 随着外延引线数量的增多， 石墨和镀锌钢单向辅助接地网的接地电阻均减小， 镀锌钢接地体接地电阻的下降趋势更明显；在任意外延引线数量下，石墨接地体接地电阻值更小，当接地网有6 根外延引线时，接地电阻值可以降低至17 Ω。 随着外延引线数量增多，石墨和镀锌钢接地体单向辅助接地网接地电阻的减小程度逐渐减缓。这是由于屏蔽效应的影响，在一定面积的土壤内， 单向辅助接地网具有有效的散流面积，敷设的外延引线数量越多，屏蔽效应越强，所能利用的有效散流面积越小。

根据仿真数据计算的分流系数列于表3。

表3 不同外延引线数量下的分流系数Table 3 Divergence coefficients under different numbers of extension grounding line %

由表3 可见，随着外延引线数量的增加，单向辅助接地网的分流系数增大。 这是由于外延引线数量越多， 更多的入地电流通过外延引线向终端扩散。当外延引线数量增加时，石墨接地体具有更好的分流特性，可以使接近20%的入地电流扩散至主接地网之外的土壤中， 最大程度缓解主接地网的散流压力。 当石墨接地体的外延引线数目超过4 根时，分流系数的增大程度趋于平缓，而镀锌钢接地体在外延引线数目超过5 根时， 分流系数才趋于饱和。这是因为在同样的散流面积下，由于屏蔽效应的影响以及石墨接地体的直径较大，可以用更少的外延引线， 便可充分利用周围土壤散流，使更多的电流流向终端。根据仿真计算结果得出3 条外延引线的散流结果如图5 所示。

图5 3 条外延引线的散流情况Fig.5 3 Diffusion of extension grounding line

由图5 可见，在注流点处，外延单向辅助接地网可使更多的入地电流流入外延引线。由于屏蔽效应的影响， 外延引线部分散流趋势比较平缓， 特别是在外延引线与辅助接地网连接点处，散流特性最差。 对于两种材料的接地网来说，由于端部效应的影响以及屏蔽效应的减弱，在辅助接地网终端处散流急剧增多。从图5 中还可以看出，在外延引线长度相同的情况下，石墨接地体比镀锌钢接地体具有更好的散流特性，使单向辅助接地网实现最大程度的分流作用。这是由于在高频电流作用下， 两种材料受集肤效应影响最大，而石墨接地材料的相对磁导率较小，直径相对较大，更利于电流流通，分流作用明显。在实际工程中，在同样的经济成本下，为实现更好的降阻、分流，获得更好的散流特性，宜采用石墨作为接地体材料。

3 单向辅助接地网结构优化

外延引线长度与辅助接地网长度的比例对单向辅助接地网的接地电阻和分流系数的影响显著。为了对单向辅助接地网进行结构优化，设定单根外延引线与辅助接地网总长度为180 m，铺设3条外延射线和一条辅助接地网， 外延引线长度与辅助接地网长度的比例分别为2∶1，1∶1，1∶2，1∶3，1∶4，1∶5。 土壤电阻率为1 000 Ω·m，入地电流频率为100 kHz，入地总电流幅值为100 kA，外延引线和辅助接地网采用石墨、镀锌钢材料。在不同比例下接地电阻值的计算结果如图6 所示。

图6 不同比例下的接地电阻Fig.6 Grounding resistance in different proportions

由图6 可见， 当单向辅助接地网的总长度一定时，随着外延引线长度所占比例由大变小，镀锌钢和石墨接地体接地电阻值呈现出先减小后增大的趋势， 两种材料接地体均是在外延引线长度与辅助接地网长度比例为1∶1 时接地电阻值最小。镀锌钢接地体的接地最小电阻值为22 Ω，石墨接地体的接地最小电阻值为17.2 Ω。 由于高频电流的作用，趋肤效应对接地材料影响增强，在任何比例结构下， 石墨接地体的接地电阻均比镀锌钢接地体的接地电阻小。经计算，不同比例下的分流系数列于表4。

表4 不同比例下的分流系数Table 4 Diversion coefficients in different proportions %

由表4 可知， 当单向辅助接地网的总长度一定时，随着外延引线长度所占比例由大变小，石墨接地体分流系数先增大后减小， 但是变化趋势不明显， 这说明上述结构优化对于石墨接地体分流作用影响不大； 镀锌钢接地体分流系数先增大后减小，变化趋势明显。在外延引线长度与辅助接地网总长度之比为1∶1 的情况下， 两种接地材料的单向辅助接地网中接地体的分流系数均为最大，石墨接地体分流系数可达到20%。 在铺设风电机组单向辅助接地网时， 建议选取石墨作为接地网材料， 并保持外延引线长度与辅助接地网长度比例为1∶1。

4 多向辅助接地网散流与结构优化

4.1 均匀土壤条件下对散流特性的影响

在均匀土壤电阻率为1 000 Ω·m， 入地电流频率为100 kHz，总幅值为100 kA 的条件下，设定单向辅助接地网和多向辅助接地网总长度为320 m，铺设3 条外延引线和一条辅助接地网。 单根外延引线长度与辅助接地网长度比例为1∶1，多向平衡辅助接地网为两侧平衡铺设长度相同的辅助接地网， 多向不平衡辅助接地网两侧铺设长度比例为5∶3，3∶1，7∶1。 通过仿真计算不同结构下的接地电阻如图7 所示。

图7 不同结构下的接地电阻Fig.7 Grounding resistance under different structures

由图7 仿真计算结果可知， 单向辅助接地网的接地电阻最高， 多向辅助接地网的接地电阻均比单向辅助接地网小。 这是由于单向辅助接地网的引流点少于多向辅助接地网， 不能将更多的入地电流扩散至终端。多向辅助接地网中，当两侧长度相同时，接地电阻最小，镀锌钢接地体接地电阻值为14 Ω，石墨接地体接地电阻值为10.2 Ω。 随着两侧辅助接地网比例越来越不平衡， 接地电阻越大。 多向平衡辅助接地网可以最大限度地利用接地材料的有效散流长度及有效散流面积。 在不平衡辅助接地网中，对于有效散流长度的应用不合理，导致散流不均匀。 在结构相同的情况下，由于趋肤效应的影响，石墨接地网比镀锌钢接地网的接地电阻小。 实际运行经验表明，风电机组的接地电阻限值在10 Ω 左右。 因此，建议在铺设外延辅助接地网时，选用石墨作为接地材料，接地网形式宜选用多向平衡接地网。 仿真计算的分流系数如图8 所示。

图8 不同结构下的分流系数Fig.8 Diversion coefficients under different structures

由图8 可见，当辅助接地网形式为多向辅助接地网时，镀锌钢接地体和石墨接地体均具有良好的分流能力， 能将更多的入地电流散至终端，具有良好的分流作用。 多向平衡辅助接地网的分流系数在5 种结构的接地网中最大，石墨接地体的分流系数达到了23%，镀锌钢接地体的分流系数达到了21%，很大程度地缓解了主接地网的散流压力，有利于降低接地电阻。 石墨接地网的分流系数比镀锌钢接地网的分流系数大，在高频入地电流的作用下，由于石墨接地体受趋肤效应的影响小，更有利于入地电流的扩散。 为观察多向平衡辅助接地网的散流过程，经仿真计算得到如图9 所示的结果。

图9 多向平衡辅助接地网的散流情况Fig.9 Directional balanced auxiliary grounding grid dispersion

由图9 可见， 镀锌钢多向辅助接地网在主接地网以及外延引线前端部分散流多；随着外延引线向终端延伸，散流逐渐减少，在辅助接地网中散流非常少。这是由于镀锌钢接地材料受趋肤效应的影响大，不利于入地电流向终端扩散，很多入地电流在多向辅助接地网前端已扩散至土壤。石墨接地体相对镀锌钢接地体散流较均匀， 这是因为石墨接地材料直径较大、相对磁导率小，受趋肤效应的影响比镀锌钢接地材料小。 由于屏蔽效应的影响，在辅助接地网和外延引线的连接点处散流最少，并且由于石墨接地体受端部效应的影响，接地网终端处和注流点处的散流多。在铺设风电机组接地网时，为了让入地电流更好地扩散至接地网终端，获得更好的分流、散流能力，建议选用石墨作为接地网材料。

4.2 分块土壤条件下对散流特性的影响

在不同的山区位置， 山地土壤的电阻率会有所不同。 为研究在不均匀土壤电阻率下不同材料接地网的散流特性，将土壤垂直分块，左侧土壤电阻率为1 000 Ω·m，右侧土壤电阻率为50，100，200，400，800，1 200 Ω·m。接地网形式为多向平衡辅助接地网， 外延引线和辅助接地网总长度为320 m（图10）。

图10 模型示意图Fig.10 Model schematic diagram

各土壤分块情况下计算的接地电阻如图11所示。

图11 分块土壤条件下接地电阻Fig.11 Grounding resistance under block soil conditions

由图11 可见，随着多向辅助接地网右侧土壤电阻率的增加， 镀锌钢接地体和石墨接地体的接地电阻都有一定程度的增大。 石墨接地体的防雷接地电阻在10 Ω 左右， 能够满足风电机组的接地要求，尤其是在土壤电阻率为50 Ω·m 时，防雷接地电阻仅有8 Ω 左右。 镀锌钢接地体的防雷接地电阻最小为12 Ω， 不能满足风电机组接地要求。建议在铺设风电机组多向辅助接地网时，根据地理条件， 尽可能地将辅助接地网铺设在土壤电阻率小的地方， 也可以通过局部换土的方式进行铺设，以满足风电机组对接地电阻要求。接地网能够最大限度地将入地电流扩散至终端是降低接地电阻的关键。 经仿真计算得到的多向辅助接地网的分流系数如图12 所示。

图12 分块土壤条件下分流系数Fig.12 Distribution coefficients under partitioned soil conditions

由图12 仿真计算结果可见，右侧土壤电阻率的改变对于镀锌钢接地体分流系数的影响不明显，为22%～22.5%。 当右侧土壤电阻率低时，石墨接地体和镀锌钢接地体的分流系数比均匀土壤电阻率的分流系数大。 这表明当辅助接地网在低土壤电阻率时， 有助于提高多向辅助接地网的分流能力，使更多的入地电流扩散至终端。与镀锌钢接地体相比，石墨接地体的分流能力更强，当土壤电阻率为50 Ω·m 时，其分流系数能够达到24%。这是因为在高频电流的作用下，镀锌钢接地体受趋肤效应影响而导致电流在线路中流通不均匀，石墨接地体相对磁导率小，受趋肤效应影响相对较小。

5 结论

本文针对山脊风电机组多向辅助接地网的散流特性和影响因素进行了仿真模拟， 得出以下结论。

①外延引线长度及数量对单向辅助接地网的接地电阻和分流作用影响显著。 在外延引线长度为40 m 时，石墨接地体接地电阻最小，分流作用最好，散流特性稳定。 随着外延引线数量增加，镀锌钢接地体和石墨接地体的接地电阻减小， 分流系数增大。从实际工程经济方面考虑，当外延引线数量为4 根时，接地网能达到理想的分流效果。

②当外延引线长度与辅助接地网长度相同时，镀锌钢接地体和石墨接地体的接地电阻最小，分流作用最好。在高频电流作用下，石墨接地体比镀锌钢接地体的散流特性更加稳定。 建议在实际工程中外延引线以及辅助接地网采用石墨接地体。

③在均匀土壤电阻率下， 多向平衡辅助接地网在总长度合适时， 接地电阻能够满足风电机组的接地要求，且分流系数可达23%。 在实际工程中可以根据地形条件与施工面积灵活选择， 尽可能将辅助接地网铺设在土壤电阻率低的地方，有助于进一步减小接地电阻，提高分流能力。 另外，可以采取局部换土的措施，以获得更好的分流、散流能力。