提高接地極散流效率的沖擊接地降阻分析

袁 濤 雷超平 司馬文霞 楊 慶 駱 玲 艾琳豐

（重慶大學電氣工程學院輸配電裝備及系統安全與新技術國家重點實驗室 重慶 400030）

1 引言

桿塔接地極的沖擊接地電阻對架空輸電線路的耐雷性能具有十分重要的意義[1]，對接地極沖擊接地電阻的研究尤為必要。接地極沖擊特性的相關研究表明，沖擊電流作用下接地極的表面散流分布和散流效率對接地極的沖擊接地電阻有決定作用，準確地研究接地極的沖擊散流分布規律并結合工程實際，通過合理的布置接地極的幾何結構，有效提高接地極的沖擊散流效率，為接地極結構的優化設計和提高接地極的沖擊散流效率提供理論依據。從而改善接地極的沖擊接地特性，降低其沖擊接地電阻，確保輸電線路的供電可靠性[2]。

沖擊電流作用下，接地極導體表面的散流呈現“中間少，端部多”的“端部效應”規律[3,4]，文獻[4]通過實驗室模擬試驗研究了接地極結構型式、土壤電阻率、沖擊電流幅值等因素對接地極沖擊散流分布規律的影響，但對接地極的沖擊散流分布僅做了定性的分析。文獻[5，6]通過模擬試驗測量了接地裝置的工頻軸向電流分布，對沖擊散流的研究有借鑒作用。接地極沖擊接地電阻的研究手段主要分為真型試驗研究[7]、模擬試驗研究[8,9]和數值計算研究[10]，其中，真型試驗存在試驗成本較高，操作難度較大，試驗條件難以控制等缺點，研究較少；沖擊接地電阻的數值計算往往基于一定的簡化和假定，不能全面真實的反映沖擊大電流往土壤流散時的復雜暫態過程；模擬試驗操作簡便，易于調節試驗條件，且如果嚴格的按照模擬試驗的理論來進行模擬試驗，試驗結果是比較準確的[1]。盡管對接地極沖擊接地阻抗的研究較多，但尚存在如下不足：①未將接地極沖擊散流分布與沖擊接地阻抗進行綜合研究，未從提高接地極沖擊散流效率的角度作降阻研究；②桿塔接地極的結構設計往往基于工程經驗，未對接地極的降阻機理做理論分析。因此有必要通過模擬試驗對接地極的沖擊散流分布規律做定量研究，探討接地極的沖擊散流分布規律與其沖擊接地電阻的變化規律。

為有效利用“端部效應”，本文提出了4種簡單結構的水平針刺接地極，通過模擬試驗對上述接地極的沖擊散流分布及其沖擊接地電阻進行測量。定義沖擊散流不均勻度μ為衡量接地極散流分布不均勻程度的特征量。對比分析散流不均勻度、沖擊接地電阻和接地極幾何結構的相互關系及其變化規律，為通過改進接地極結構、提高其沖擊散流效率來降低接地極沖擊接地電阻的研究奠定基礎。

2 接地極沖擊特性的試驗裝置及方案

2.1 試驗裝置與試品

在重慶大學輸配電裝備及系統安全與新技術國家重點實驗室的沖擊大電流試驗平臺上進行沖擊接地模擬試驗。沖擊大電流試驗平臺的主體包括沖擊電流發生器（Impulse Current Generator，ICG）和半球型模擬砂池兩個部分，試驗原理接線如圖1所示。圖中Tl為可控雙向晶閘管；T2為升壓變壓器；r為保護用水阻；D為硅堆；C為充電主電容器組，總電容值為 3μF；G為氣動點火球隙；R為調波電阻；L為調波電感；F為沖擊電壓分壓器；CT為型號為1025的PEARSON穿芯式電流傳感器；DSO為數字存儲示波器；S為水平接地極；P為直徑5m的半球型試驗砂池

圖1 沖擊特性模擬試驗原理接線圖Fig.1 The principle wiring diagram of impulse characteristics simulation experiment

沖擊電流作用下接地極表面的散流分布呈現“端部效應”[3]，為有效提高接地極的沖擊散流效率，達到降低其沖擊接地電阻的最終目的，考慮在單根水平接地極上添加“針刺”狀的短導體，增加接地極的端部。基于上述思路，提出如圖2b～圖2e所示的4種結構的接地極。

圖2 五種結構接地極的示意圖Fig.2 Sketch of grounding devices

圖2中所示5種接地極均為水平接地極，在接地極的端部注入沖擊電流，圖2中標示編號的節點均為接地極的軸向沖擊電流待測點。其中，圖 2a所示為長度100cm的單根水平接地極；圖2b所示的接地極是在圖 2a所示的接地極的中點加裝長度為 L的短導體形成的；圖 2c所示的接地極是在圖2a所示的接地極的首端（即電流注入點）添加長度為L的短導體形成的，其幾何結構對稱；圖2d、2e所示接地極的短導體分別位于單根水平接地極的中點和末端。

表1 接地極結構說明Tab.1 Configuration of the grounding electrodes in experiment

2.2 試驗方法

試驗中選取的試品是13種不同結構的接地極，分別是 A、B1、B2、B3、C1、C2、C3、D1、D2、D3、E1、E2、E3，各個接地極的結構參數如表 1所示。為測量上述接地極的沖擊散流情況，在ICG觸發放電電流分別為2kA和4kA時，分別測量上述13種接地極上各個軸向電沖擊流待測點的軸向電流幅值。將PEARSON穿芯式電流傳感器套裝在某軸向電流待測點處，在保持試驗條件不變的前提下，重復進行5次沖擊放電，取數值大小居中3個值的算術平均值為該待測點的軸向沖擊電流有效值。

已有的研究表明，接地極的沖擊接地阻抗具有電流依賴性[11,12]，為準確的反映出各接地極沖擊接地電阻的大小關系，分別測量各個接地極在相同沖擊電流幅值下的沖擊接地電阻，同時為不失一般性，在本模擬試驗中選取5個典型的沖擊電流幅值，分別是 20A、25A、30A、35A、40A，按照本文模擬試驗中選取的模擬比例10歸算，上述5種電流幅值所對應的實際雷電流幅值分別為2kA、2.5kA、3kA、3.5kA、4kA。試驗時調節ICG的充電預設電壓及回路參數，對每一種型式的接地極均分別施加上述幅值的沖擊電流，又分別在每個電流幅值下重復5次試驗。通過沖擊電壓分壓器F測量接地極上的沖擊電壓幅值，電壓和電流的峰-峰值相除即為此沖擊電流幅值下接地極的沖擊接地電阻。

3 試驗結果分析

3.1 接地極沖擊散流的計算

接地極的沖擊散流是一個復雜的暫態過程，且接地極附近土壤中的火花放電擊穿具有隨機性[13]。為了直觀準確的分析接地極的沖擊散流規律，對各段導體的沖擊散流大小做如下歸一化處理。

定義文中 I(n)表示圖 2中接地極上軸向電流待測點n處的軸向電流幅值，接地極A的軸向電流待測點n=1，2，…，9，圖2b、2c、2d、2e中所示接地極的軸向電流待測點n=1，2，…，10，待測點0點的沖擊電流幅值I0為總注入電流幅值。相鄰待測點軸向沖擊電流幅值的差值為上述兩個待測點間導體段的沖擊散流絕對值，上述差值占總注入電流幅值的比值，可以近似視為上述兩個待測點間導體段在沖擊電流峰值處的相對散流密度，如式（1）[3]所示。

某段導體的相對散流密度也等同為該段導體在接地裝置沖擊散流時的散流比重。值得注意的是，圖2a所示接地極的軸向沖擊電流待測點共9個（編號為1～9），圖2c、2e所示接地極的軸向沖擊電流待測點共 10個（編號為 1～10），這些待測點均勻分布在長為100cm的接地極上；圖2b、2d所示接地極的軸向沖擊電流待測點為非均勻分布，待測點5、6和“針刺”狀短導體相鄰，5、6點的軸向沖擊電流幅值之差即為圖2b、2d所示接地極“針刺”狀短導體的沖擊散流絕對值。

3.2 沖擊散流不均勻度的計算公式

根據測量到的各種結構型式接地極的散流絕對值大小及其分布，計算各個結構接地極的散流不均勻度。本文中不均勻度的定義參考統計學中的標準差[14]以及文獻[15]中截面流速均勻度的計算公式，建立式（2）、式（3）計算接地極沖擊散流的不均勻度μ。

式中，n為接地極被所有軸向電流待測點分割成的總導體段數；fi為第i段導體的散流比重；μ為散流不均勻度。

根據μ的定義可知，不均勻度μ越大，表明接地極散流越不均勻，反之亦然。因此不均勻度μ用于對沖擊電流作用下接地極表面散流的不均勻程度做定量評估。

3.3 各個接地極的沖擊散流不均勻度

首先利用式（1）計算接地極上各段導體的散流比重fi，然后利用式（2）、式（3）計算接地極的沖擊散流不均勻度μ。各個接地極分別在兩種 ICG沖擊放電電流下的沖擊散流不均勻度見表2。

表2 接地極的沖擊散流不均勻度Tab.2 Current leakage unhomogeneous degree of grounding electrodes

對比分析表2中的數據可知，對結構相同而“針刺”長度不相等的接地極而言，沖擊散流不均勻度μ隨著“針刺”長度的增加而增加。以圖2b所示結構的接地極 B1、B2、B3為例，在 ICG的放電電流幅值為2kA的試驗條件下，當“針刺”長度L由5cm增加至25cm，接地極的沖擊散流不均勻度μ增加，這表明不改變其他試驗條件，僅增加“針刺”長度，沖擊電流作用下接地極的表面散流變得不均勻，圖2c、圖 2d、圖 2e所示結構接地極的“針刺”長度和其沖擊散流不均勻度也呈與上述類似的規律。這主要是因為“針刺”增長后，“針刺”部分的散流比重增加，從而形成集中散流，導致沖擊散流變得更不均勻度。

“針刺”狀短導體位于中部的接地極的沖擊散流分布比“針刺”位于接地極沖擊電流注入點的接地極和“針刺”位于末端接地極的散流更均勻，“針刺”狀短導體位于注入電流端部的接地極的散流分布最不均勻。以接地極C1、D1、E1為例，無論回路的放電電流幅值是2kA還是4kA，D1的沖擊散流不均勻度μ始終最小，而接地極C1的不均勻度μ最大。當“針刺”長度增加后，上述規律依然成立。分析這主要是由沖擊散流時的屏蔽效應[1,3]導致的，由于單根水平接地極A的表面沖擊散流分布存在“端部效應”，當“針刺”位于接地極兩端時，屏蔽效應明顯，從而導致“針刺”部分的沖擊散流效率較低，而由于接地極中部的散流較小，屏蔽效應不明顯，“針刺”部分導體的沖擊散流效率較高。

當“針刺”位置不變，而由單邊“針刺”變為雙邊對稱“針刺”后，接地極的沖擊散流不均勻度μ變大，即散流變得更不均勻。以接地極 B1和 D1、B2和D2、B3和D3為例，2kA和4kA兩種沖擊電流作用下，μ的最大增幅達 16.11%。這主要是由于雙邊加針的“針刺”部分的集中散流比重比單邊加針的“針刺”部分更多，導致圖2中所示的接地極D的散流分布較接地極B的散流分布更不均勻。

從表2可以看出，當ICG的充電電壓的增加后，接地極的沖擊散流分布變得更不均勻。當ICG的沖擊放電電流幅值由2kA上升至4kA后，上述13種接地極的沖擊散流不均勻度μ均有不同程度的增加，其中接地極C1的增加幅度最大，為59.9%，D2的增加幅度最小，為8.39%。這是因為當ICG的沖擊電流幅值增加后，導致接地極端部附近土壤中的局部電場強度增加，這一區域的火花效應導致“端部效應”得到加強，從而使得沖擊散流變得更不均勻。

3.4 接地極的沖擊接地阻抗

本文中，Rc為沖擊接地電阻，Im為沖擊電流幅值。在 Rc-Im坐標下對接地極的沖擊接地阻抗描點并擬合出沖擊接地阻抗隨沖擊電流幅值的變化曲線，分別如圖3～圖5所示。

圖3所示4條曲線為分別根據接地極A、E1、E2、E3在不同沖擊電流幅值下的沖擊接地電阻擬合的沖擊接地電阻隨沖擊電流幅值的變化曲線，從圖4可以看出，當對上述四種接地極施加相同幅值的沖擊電流時，接地極E1、E2、E3的沖擊接地電阻和“針刺”長度成反比。分別對比圖2中所示的接地極B、C、D在3種“針刺”長度時的Rc-Im擬合曲線也可得到和上述相同的結論。這主要是由于“針刺”長度增加后，使接地極的有效散流長度得到增加[16]，從而導致沖擊接地電阻降低。

圖3 圖2e所示接地極的沖擊接地電阻曲線Fig.3 Impulse resistance of grounding devices in Fig.2e

圖4 接地極針長為30cm時的沖擊接地電阻Fig.4 Impulse resistance of grounding devices with 30cm length needle shaped conductor

圖5 “針刺”位于接地極中部時的沖擊接地電阻Fig.5 Impulse resistance of grounding devices with needle shaped conductor in the middle

如圖4所示3條曲線分別為根據接地極C2、D2、E2的沖擊接地電阻隨沖擊電流幅值變化的擬合曲線。從圖4可以看出，相同幅值的沖擊電流作用下，接地極 C2和 E2的沖擊接地電阻相差不大，E2的沖擊接地電阻略小，而 D2的沖擊接地電阻明顯小于C2和E2的沖擊接地電阻。接地極C1、D1、E1和 C3、D3、E3的沖擊接地電阻隨沖擊電流幅值變化的擬合曲線與圖4所示的規律相似。

這表明，在“針刺”導體長度不變的前提下，“針刺”位于中部時的接地極D比“針刺”位于端部時接地極C、E的沖擊接地電阻小，其中“針刺”位于首端（電流注入點處）的接地極C其沖擊接地電阻最大。和 3.3節的討論類似，這主要是由于無“針刺”的接地極兩端的沖擊散流比重較大，當“針刺”添加在接地極兩端時，“屏蔽效應”明顯，尤其當“針刺”位于電流注入端時，由于注入端附近存在3個導體分支，“屏蔽效應”降低散流效率，導致沖擊接地電阻增加，上述情況和文獻[3]中的Y型接地極在中心注入電流的情況類似。而當“針刺”位于接地極中部時，由于接地極中部無集中散流區域，因此“屏蔽效應”較弱，此時接地極的沖擊接地電阻最小。

為對比分析圖2中單邊加“針刺”接地極B和雙邊對稱“針刺”接地極D的沖擊接地電阻，作出接地極B1、B2、D1、D2的沖擊接地電阻隨沖擊電流幅值Im的擬合曲線，如圖5所示。可以發現在接地極雙邊添加“針刺”狀導體的降阻效果比單邊添加“針刺”的降阻效果更明顯。

3.5 端部效應與火花效應

研究表面，沖擊大電流作用下，當接地極附近土壤中局部電場強度高于土壤的臨界擊穿場強時，在土壤中會發生火花擊穿現象[17-19]。文獻[20]將沖擊電流作用下接地極附近的火花擊穿區域等效為規則的幾何形狀。文獻[13]利用感光膠片在實驗室拍攝到火花擊穿區域的圖像。

圖6 經火花放電擊穿后的土壤Fig.6 The ionized soil after breaking down

本文通過實驗室模擬試驗對沖擊放電后接地極附近的土壤進行觀測，間接探討和驗證接地極沖擊散流時的端部效應以及火花放電現象。首先將接地極埋設于0.1m的深度，然后分別對接地極A、C2、D2重復施加幅值為40A的沖擊電流10次，在結束施加沖擊電流后，翻開接地極埋設處的表層砂子，可以在和接地極的導體端部（包括“針刺”端部）接觸的土壤中發現明顯的燒蝕痕跡，如圖6b所示，但在接地極非端部導體的附近土壤中觀察不到明顯的燒蝕痕跡，如圖6a所示。

圖6b中所示為接地極 C2“針刺”端部處土壤的燒蝕通道，在C2末端附近的土壤以及接地極A、D2各個端部附近的土壤中也能發現類似的燒蝕通道。這主要是由于接地極端部散流密集，在附近土壤中造成火花擊穿導致的，火花放電將原本均勻的細砂燒蝕固化，使土壤中呈現明顯的通道狀，推測這些通道狀與火花放電路徑相關。

4 分析與討論

將圖 2中所示各接地極的沖擊散流不均勻度μ與其沖擊接地電阻綜合對比分析可知：①當接地極結構不變，增大施加在接地極上的沖擊電流幅值，會使接地極的沖擊散流分布變得更不均勻，但沖擊接地電阻減小，這和已有的研究結論相符；②當“針刺”接地極的針刺位置不變而增加“針刺”長度，會使接地極的沖擊散流分布變得更不均勻，同時沖擊接地電阻減小，這表明通過增加“針刺”長度可起到降低沖擊接地電阻的目的；③當“針刺”長度相同時，“針刺”位于單根水平接地極中部的接地極其沖擊散流分布最均勻，此時接地極的沖擊接地電阻也對應最小，而“針刺”位于單根水平接地極首端，即沖擊電流注入點處的接地極其沖擊散流分布最不均勻，此時接地極的沖擊接地電阻最大，對“針刺”狀短導體位于單根水平接地極末端的接地極來說，其沖擊散流不均勻度和沖擊接地電阻均介于上述兩者之間，這表明在實際工程中，盡量將“針刺”狀導體布置在接地極的非端部處可以起到更好的沖擊降阻效果。

5 結論

本文借助標準差的概念，建立了接地極沖擊散流均勻μ的計算式。通過沖擊接地模擬試驗，測量并計算了13種幾何結構接地極的在5個沖擊電流幅值點下的沖擊接地電阻以及上述接地極在2種充電電壓下的沖擊散流不均勻度μ。此外，還對多次沖擊放電后的接地極周圍土壤形態做了觀察。主要得到如下結論。

（1）和“針刺”狀短導體位于單根水平接地極的端部相比，同樣長度“針刺”狀短導體位于單根水平接地極中部時接地極的沖擊散流更均勻，且其沖擊接地電阻也更小。

（2）當“針刺”狀短導體的位置不變而長度增加后，接地極的沖擊散流變得更不均勻，沖擊接地電阻減小。

（3）在經受沖擊大電流后的接地極端部的附近砂土中觀察到明顯的火花放電燒蝕通道，這表明接地極在沖擊電流作用下，其端部散流比重較大，端部的存在同時改變了接地極散流不均勻度μ和地中電場的分布。因此，通過在接地極上合理的添加若干“針刺”狀短導體，人為控制地中電場的分布，達到顯著降低接地極沖擊接地電阻的目的是今后的研究重點。

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