變電站接地阻抗降阻措施評估方法

李冠華， 徐 凱， 董雪晴， 荊瀾濤， 王 亮， 宋 偉， 崔巨勇

(1. 國網遼寧省電力有限公司 a. 電力科學研究院， b. 設備部， 沈陽 110006； 2. 沈陽工程學院 電力學院， 沈陽 110136； 3. 清華大學 機電系， 北京 100084)

電力系統運行過程中，接地系統是維護變電站安全可靠運行、保障運行人員和電氣設備安全的根本保證和重要措施[1].調查表明，我國曾發生多起由于接地系統接地阻抗未達到要求所導致的事故或事故的擴大[2].同時根據電網故障分類統計表明，在我國跳閘率比較高的地區，由雷擊引起的次數約占40%～70%，尤其是在多雷、土壤電阻率高、地形復雜的地區，雷擊引起的事故率更高.特別是電力系統操作以及雷電等通過各種途徑在發變電站產生的暫態干擾會通過各種耦合方式在二次系統內產生相應的干擾電壓，如不采取過電壓防護措施，在暫態干擾下會影響二次設備的穩定與安全，進而影響電力系統的安全可靠運行[3].

針對電力系統在實際運行過程中存在的接地阻抗值在高電阻率地區難以達標以及雷電沖擊導致的變電站二次系統受到暫態干擾等問題，往往需要開展降阻方案評估分析.而以往對于高阻抗變電站接地網改造措施的評估往往只考慮了接地阻抗這一單一指標，盲目追求降低接地阻抗[4]，而忽視了其沖擊暫態過程造成的網內電位差問題，并缺少網內電位差的現場實際測量評估方面的研究[5].對于一次電力設備，其耐壓較高，地電位差對其影響有限，但二次系統設備及電纜由于耐壓能力較弱，當網內電位差較大時是需要重點分析評估的對象.

因此本文以某220 kV典型高電阻率地區變電站為例，以變電站所處區域土壤電阻率為切入點，開展接地系統工頻特性及其沖擊暫態特性，即二次接地網檢測評估測試[6]，從多個維度對變電站接地系統的接地阻抗和各安全限值進行測試和分析，并通過進一步搭建接地網仿真模型開展仿真計算，完成接地網的全面狀態評估，并給出了綜合改造方案.

1 變電站土壤電阻率測試

該220 kV新建變電站場地地面標高為179.44～181.96 m，地貌為兩山夾一溝，位于山間谷地.采用土壤電阻率測量設備則利用溫納四極法，對灌水站內、站外共14個位置進行了土壤電阻率的測量.站內測試位置主要針對表層土壤電阻率，測試電極間距依次為0.1、0.2、0.3、0.5、0.7及1 m共6個位置，逐一測取土壤電阻率數據；站外測試位置距離變電站直線距離約300 m，測試電極間距依次為5、10、20、30、50、100、200及300 m共8個位置，測試結果如表1所示.

由于實際測得的土壤電阻率數據分布不均勻(極間距為1、20、100 m的數據)，無法直接應用這些數據來擬合建立土壤模型.因此需要利用CDEGS仿真軟件進行反演，得出土壤電阻率的實測數據及站址區域的土壤分層結構，如表2所示.

從數據結果可以看出，站址區域整體土壤結構表層土壤電阻率低，深層土壤電阻率很高，故障電流不易從深層土壤入地散流，因此采取傳統增設深井接地極或者增加垂直接地極的方法都很難有效降低該站的接地阻抗，更適合采用擴網外引的方式降阻.

表1 土壤電阻測試點實測數據Tab.1 Measured data of soil resistance at test points

表2 土壤電阻率及分層結構Tab.2 Soil resistivity and stratification structures

2 變電站接地網工頻特性分析

2.1 接地阻抗測量

接地阻抗采用反向法，變電站場區對角線長度為270 m，電流線位置dCG向變電站外放置約1 200 m，電壓線位置dPG向變電站外放置1 000 m，與電流線呈169°角.由于采用遠離法，根據《接地裝置特性參數測試導則》(DL/T475-2017)有關公式計算[7]，接地阻抗可修正為

(1)

式中：D為被試接地裝置最大對角線長度；θ為電流線和電位線的夾角；Z′為接地阻抗的測試值.

現場電流分別注入3.2 A，45 Hz和3.2 A，55 Hz，測試值Z′通過公式校驗得出接地阻抗值為4.3 Ω，可以看出該站為典型高接地阻抗變電站，接地阻抗遠超國標要求和其他普通變電站.

2.2 變電站分流系數計算

根據工程設計方提供的參數，線路桿塔接地阻抗皆取15 Ω進行仿真計算[8]，得出了該站在不同變電站接地阻抗情況下的短路電流分布和地網分流系數，并根據短路電流計算結果，將變壓器220 kV側短路電流取20.67 kA來分析實際最大入地電流和地電位升隨接地阻抗的變化，結果如表3所示.

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表3 不同接地阻抗對應的分流系數、最大入地電流及地電位升

2.3 地網特性參數限值分析

2.3.1 地電位升限值分析

結合該220 kV變電站的情況，對于二次設備，由于全部位于站內，其并不承受地電位升，因此其并不影響地電位升的取值.由于該220 kV變電站內高、中壓設備耐壓值較高，地電位升遠小于其運行電壓，包括考慮暫態下的電壓，因此變電站高、中壓設備基本不受地電位升影響.而該220 kV變電站站外接66 kV系統，它們在一次設備中受地電位升影響最大，根據國家電網有限公司通用設計手冊[9]，66 kV系統避雷器額定電壓為96 kV，持續運行電壓為75 kV.考慮到相位差，短路故障時避雷器能夠承受的最大地電位升為其額定電壓與線路對地電壓之差，約為52.7 kV.考慮一定的裕度，根據計算得出變電站分流系數和地電位升計算結果，該220 kV變電站在不連接出線線路地線時的接地阻抗不應大于3.5 Ω，當變電站地網與出線線路地線互聯分流后接地阻抗不應大于2.3 Ω.

2.3.2 跨步電位差與接觸電位差限值

采用地表高阻層來提高人體可以耐受的接觸電位差和跨步電位差，從而達到提高發變電站安全的目的.跨步電位差和接觸電位差允許值計算表達式[10]分別為

(2)

(3)

式中：US為跨步電位差允許值；UT為接觸電位差允許值；ρs為地表層的電阻率；CS為表層衰減系數；t為接地故障電流持續時間[11].

由于在接地體附近可能回填了導電性良好的細土，因此不鋪設高阻層時，需保守考慮人身安全，表層土壤電阻率取為50 Ω·m；當鋪設高阻層時，該220 kV變電站表層土壤仍為原有土壤，電阻率平均取為1 485.28 Ω·m.按切除時間0.5 s計算，鋪設高阻層時電阻率為3 000 m，計算得到的不同表層土壤措施下該變電站的接觸電位差和跨步電位差的允許值如表4所示.

表4 接觸電位差和跨步電位差允許值Tab.4 Allowable value of contact potential and step potential differences V

2.4 變電站接地網仿真模型搭建

該220 kV變電站水平接地網為矩形，接地網面積為250 m×100 m，內部設置10 m間距均壓網格.

經計算地網未采取額外的降阻措施時，該220 kV變電站接地阻抗值為4.16 Ω，與現場實測4.3 Ω基本一致，但超出計算分析得出的接地阻抗限值，因此主地網需采取一定的降阻措施.

由地網入地分流系數可知，此時最大入地短路電流約為9.5 kA，跨步電位差最大值為547.26 V，高電位差都分布在變電站地網邊緣，變電站跨步電位差分布如圖1所示；接觸電壓最大值為874.12 V，變電站接觸電位差分布如圖2所示.

圖1 變電站地網跨步電位差分布圖Fig.1 Distribution diagram of step potential difference substation ground grid

圖2 變電站地網接觸電位差分布圖Fig.2 Distribution diagram of contact potential difference of substation ground grid

由圖1、2可見，跨步電位差和接觸電位差都超出了無高阻層時的允許值.若考慮鋪設高阻層則跨步電壓可以滿足允許值要求，但是接觸電壓與鋪設高阻層時的允許值相接近，留有安全裕度較小，考慮季節系數和凍土情況，應在原地網結構上采取一定的均壓措施使得接觸電壓安全裕度增大符合設計要求.

2.5 接地系統降阻方法研究

在前文對土壤電阻率和變電站各安全限值的分析基礎上，通過多次建模對比計算，并綜合考慮變電站所在區域的土壤電阻率及該變電站220 kV側的2條地線線路、66 kV側的4條地線線路，因此采用引外接地和桿塔地線連接的方法實施綜合措施降阻.在施工項目部臨建區域地塊開展擴網，再將6條桿塔線路地線全部連接于變電站擴網后的地網上，并在站內鋪設10 cm厚的高阻層.該綜合措施接地阻抗可降低到1.49 Ω，接觸電壓最大值為620.8 V，跨步電壓最大值為141.9 V，均可滿足在鋪設高阻層后的限值設計要求.

3 變電站接地網沖擊特性分析

3.1 接地網暫態沖擊特性測試

由于變電站容易遭受雷擊騷擾的位置往往為變電站邊緣避雷針等位置，本次試驗在采取綜合降阻措施的基礎上，利用清華大學先進電能傳輸實驗室提出的接地網暫態地電位差試驗方法進行接地網暫態地電位差試驗.注流點為接地網邊緣龍門架架構接地引下線，回流點為站外距離接地網邊緣約700 m處.測試點均為站內關鍵設備位置，如端子箱、操作機構等共14個位置.測量點分布如圖3所示，共有3個測量方向，可以代表注流點附近的暫態地電位差分布狀況.注流點附近地電位差分布峰值結果如表5所示.

圖3 變電站暫態沖擊測試測點布置圖Fig.3 Arrangement diagram transient impact test points in substation

表5 注流點附近地電位差分布峰值Tab.5 Peak value distribution of ground potential difference near injection point

計算結果表明，暫態沖擊電流注入接地網時，網內暫態電位差在注流點附近迅速上升，而隨著距離的增加趨于平緩.當注入的沖擊電流峰值為43 A時，網內暫態地電位差最大值近900 V.由此推斷：當變電站接地網注入的雷電沖擊電流達到100 kA以上時，站內二次設備所承受的暫態過電壓將遠遠超過其耐壓限值，二次系統受到電磁干擾損毀及發生誤動作的風險較大，應在降阻方案實施后進一步針對二次系統采取一定的防御措施.

可見，在高電阻率地區變電站除了需要強調接地阻抗、跨步電壓和接觸電壓等常規限值指標外，為了順應電力系統智能化、信息化的發展需求，還應當重視網內電位差對站內二次系統的影響.

3.2 接地網暫態沖擊特性仿真計算

結合清華大學先進電能傳輸實驗室自主開發的二次設備端口仿真軟件，計算灌水站內接地網暫態地電位分布以及二次設備端口的抗擾特性[11].仿真計算模擬遭受雷擊時的情況，采用沖擊電流為8/20 μs典型沖擊電流波形，電流峰值為100 kA.注入點、回流點以及測量點與實際情況相同.仿真結果如圖4所示.

圖4 二次電纜端口沖擊電位差仿真計算波形圖Fig.4 Simulation waveform of impact potential difference at secondary cable port

從仿真結果可以看出，地網注入沖擊電流時，二次電纜峰值電位差已經達到了1 680 V.這是由于在電流注入點附近導體軸向電流較大，下降梯度較大，沿導體徑向向土壤中散流較多，導致電位較高，梯度較大，遠離電流注入點的導體情況則相反.因為高頻時，導體電感分量較大，導致整體地網有效長度變短，因此只有電流注入點附近區域起到了地網均壓的作用.

由于二次系統全部位于站內，因此雷擊時接地系統對二次系統的影響仍然通過接地網的地電位差作用，而與地電位升無關.由于雷電流頻率很高，雷擊下接地網上的電流主要通過電流流入點附近的接地體散流，暫態地電位差將非常大，而大范圍的降阻措施對降低雷電流的影響效果非常有限.

因此除了采取變電站接地網兩次擴網并連接桿塔地線的綜合降阻措施外，仍需要利用均勻接地網的暫態地電位差來消除暫態沖擊電流對二次系統的影響[12].

3.3 降低二次電纜沿線地電位差措施仿真計算

為了降低二次電纜沿線地電位差，可以在二次電纜所在路徑內沿線鋪設銅排.通過仿真軟件在原地網模型電纜路徑基礎上增加鋪設一根截面積為100 mm2的接地銅排，并將此銅排在模型中的截面積加粗至200、400、600 mm2，采取同樣的計算條件開展沖擊仿真，計算得出通過電纜溝鋪設至主控樓控制室的電纜兩端測點的沖擊電位差如表6所示.

表6 鋪設不同截面積銅排對電位差的影響Tab.6 Influence of laying copper bars with different sectional areas on potential difference

從表6計算結果可以看出，在采用截面積200 mm2的銅排時，電位差降低到了968 V，降低了42%，滿足了常規設計1 000 V的限值要求[13].同時可以看出，雖然銅排截面積增大時電位差在減小，但由于銅排外感抗較大，造成了不斷加粗單根銅排后電位差的飽和傾向，因此本次方案采用截面積為200 mm2銅排即可[14].

通過對二次接地網仿真計算分析表明：在二次電纜的路徑內沿線增設銅排以加強二次電纜兩端的接地連接，并加密雷擊避雷針處接地體的方案可有效降低雷電沖擊或單向對地短路故障暫態高頻階段時的電位差值，從而消除可能存在的對二次設備的潛在風險.

4 結 論

本文針對高電阻率地區雷電沖擊導致的變電站二次系統受到暫態干擾等問題，以某220 kV典型變電站為例，開展了現場測試和仿真計算，主要結論如下：

1) 高電阻率地區變電站需開展多個維度的安全評估分析，不僅需要滿足接地阻抗的限值要求，還需要開展對其二次系統影響的校驗.

2) 通過在站內開展接地網暫態地電位差試驗，可以有效評估二次系統受到電磁干擾及發生誤動作的風險.

3) 在電纜溝內增設銅排，局部加密雷擊注入點位置接地網的方法能夠有效降低二次電纜端口沖擊暫態電位差.

不同變電站模型參數和仿真計算結果可能不同，但本文分析評估和測試方法同樣適用于高電阻率地區變電站.主要結論可為接地網設計和降阻優化改造提供參考.