摘要：全戶內智能變電站占地面積小，入地短路電流高，雖然城區(qū)土壤電阻率相對較低，但接地電阻和地電位升仍難以降低。以某110 kV全戶內變電站土壤模型為例，對新一代智能變電站典型設計方案110-A2-X1的接地網進行優(yōu)化設計。優(yōu)化設計時，通過分析設計規(guī)范對接地參數的要求，適當放寬接地網地電位升高的限值;基于CDEGS接地分析軟件，分析不同面積和網孔尺寸的雙層地網的降阻效果，以及不同數量和長度深井接地極的降阻效果，并對應用了雙層地網和深井接地極的優(yōu)化方案進行安全性評估和經濟性比較。結果表明，與雙層地網相比，接地深井雖然成本較高，但降阻效果良好，對于無人值守的110 kV全戶內智能變電站，選取6口55 m的接地深井的降阻方式形成其接地網優(yōu)化方案可滿足各項安全性要求。

關鍵詞：全戶內智能變電站 雙層接地網 接地參數 接地深井 優(yōu)化設計

引言

接地網是變電站安全可靠運行的重要保證，它不僅為站內電氣設備提供一個公共的參考地，而且能確保故障情況下，運行人員和電氣設備的安全[1-2]。在能源互聯(lián)網和智能電網建設的新形勢下，電網容量急劇擴大，系統(tǒng)短路電流故障水平越來越高，國家電網公司為提升電網智能化水平，對新一代智能變電站技術進行深入研究并形成具有重要指導意義的新一代智能變電站典型設計方案[3-4]。接地網的設計需要考慮變電站基本情況、站址土壤電阻率和土壤特性等因素，因此在該典型設計方案中并沒有給出接地網的典型設計方案[5-7]。全戶內GIS智能變電站因占地面積小、噪音小和工作壽命長等優(yōu)勢在城市變電站建設中越來越多地被采用。變電站面積的減小和入地故障電流的增加給接地網設計造成困難，單層接地網難以使接地電阻和地電位升(grounding potential rise, GPR)等參數滿足文獻[8]的要求，擴網又受到征地面積的限制。近年來，在變電站接地網工程改造中發(fā)現(xiàn)，除了深井接地極在降阻方面有顯著效果外，雙層結構的接地網能有效降低跨步電位差和接觸電位差。福州城區(qū)110 kV變電站和500 kV香山變電站接地網改造中，雙層地網均為覆蓋整個變電站的方孔結構，其中福州城區(qū)110 kV變電站二層地網外延尺寸略小于上層地網，而香山500 kV變電站則略大于上層地網[9-10]。目前，在變電站接地網的改造工程中使用的雙層地網大體有2種尺寸，一種是二層地網的覆蓋面積可達到整個變電站大小，另一種是其覆蓋面積與配電樓地基相當。在施工時，前者需要在變電站圍墻附近開挖獨立的溝道以敷設2層接地網，而后者則可與配電樓地基建設同時進行。由于接地深井施工費昂貴，從安全性和經濟性相結合的角度來講，在全戶內變電站接地網的設計改造中，二層地網的面積及其網孔尺寸對降阻效果的影響是有必要研究的。

110-A2-X1是國家電網公司推薦的全戶內GIS智能變電站標準設計方案，適宜應用在城區(qū)變電站的設計中[3]。110-A2-X1為智能變電站標準設計方案編號，其中：“110”表示變電站電壓等級為110 kV;“A2”表示變電站類型為全戶內GIS變電站;“X”表示新一代智能變電站設計方案;而“1”表示110-A2-X1是110-A2-X類型方案中的一種，并將該方案編號為1。城區(qū)變電站一般容量較大，接地短路電流水平較高，并采用全電纜出線，導致地線對故障電流分流貢獻下降，接地網入地電流水平較高，即使土壤電阻率較低，接地網的接地電阻仍不能嚴格降至國標要求。因此，對于此類變電站不能只關注接地阻抗一個參數，而需要進行綜合性評價。另外，新一代智能變電站的運營方式逐漸趨向于無人值守，與工作人員人身安全相關的參數可以相應淡化。為了保障接地網的安全性和經濟性，最根本的方法就是在設計階段進行相應評估，力求設計的接地網滿足要求，以減少運維工作量[11-13]。

本文以某110 kV全戶內智能變電站為例，在參考新一代智能變電站典型設計方案110-A2-X1的基礎上，采用雙層接地網和接地深井組合的降阻方式，對其接地網進行優(yōu)化設計。優(yōu)化設計時基于接地分析軟件CDEGS，分析不同面積和網孔尺寸的二層地網的降阻效果，以及不同數量和長度深井接地極的降阻效果，并對優(yōu)化方案進行安全性評估和經濟性比較，最終選取了安全性和經濟性相平衡的接地網優(yōu)化方案。

1 地網初步設計及其安全性分析

110-A2-X1典型設計方案采用全戶內布置，主變、電容器、配電裝置、二次設備等均布置在“一”字配電裝置樓內，配電裝置樓四周環(huán)繞4 m寬的站內人行道，站內右側有消防泵房、消防水池等建筑。圍墻內占地面積2 774 m2。其中，配電裝置樓為地上2層建筑。變電站遠景規(guī)劃3臺主變壓器。110 kV側6回全電纜出線，短路電流水平為40 kA;10 kV側42回全電纜出線，短路電流水平25 kA。全電纜出線使分流系數大大降低，考慮最嚴重情況，選擇分流系數為36%，則入地故障電流為25.6 kA，故障電流水平較高。主接地網采用不等距網格布置，水平接地網采用截面為120 mm2的銅絞線，垂直接地體選用直徑14.2 mm的銅覆鋼接地棒。某110 kV全戶內變電站土壤模型如表1所示。

1.1 安全設計指標

在接地網的優(yōu)化設計中，表征接地網安全性能宏觀指標的特性參數包括接地阻抗、GPR、接地網電位差(grounding potential difference, GPD)、接觸電位差和跨步電位差等[14-16]。GPR指電流經接地網流入大地時，接地網與大地零電位點之間的電位差，GPR過高會使低壓避雷器擊穿;GPD指接地網通過電流時，接地網上不同兩點之間的電位差，該電位差是造成二次電纜燒毀的主要原因。根據文獻[8]，接地網的接地電阻應滿足R≤2 000/IG，接地電阻不能滿足該公式時，可通過經濟技術比較適當增大接地電阻?！峨娏こ屉姎庠O計手冊》中將工頻接地電阻限值放寬至0.5 Ω甚至5.0 Ω，R≤5.0 Ω時應符合要求：(1)對可能將接地網的高電位引向廠、所外，或將低電位引向廠所內的設施，應采取隔離措施;(2)當接地網升高時，考慮短路電流非周期分量的影響，發(fā)電廠、變電所內3~10 kV閥型避雷器不應動作;(3)設計時應采用均壓措施并驗算接觸電位差和跨步電位差，施工后應進行測量，并繪制分布曲線[17]。

接觸電位差和跨步電位差的安全限值可分別按照式(1)和式(2)進行計算。

式中：U_t為接觸電位差安全限值;Us為跨步電位差安全限值;ρ_s為地表層的土壤電阻率;C_s為表層衰減系數，t_s為故障持續(xù)時間，取0.7 s。如表1所示土壤條件下的接觸電位差和跨步電位差安全值分別是220 V和255 V。一般情況下，變電站戶外場地宜敷設礫石、卵石、瀝青混凝土和絕緣水泥等，厚度一般為10~35 cm。敷設瀝青混凝土后，表層土壤電阻率可達5 000 Ω˙m，則接觸電位差和跨步電位差安全值分別為1 213 V和4 349 V。

全戶內智能變電站運行管理方式逐漸趨向于無人值守，因此對接地網的安全性要求由人員安全和設備安全兩方面逐漸轉變?yōu)樵O備安全，設計接地網時進行安全評估的重點轉移到設備上，即重點考察低壓避雷器、110 kV及以上電力電纜以及二次設備的安全性，接觸電位差和跨步電位差的安全限值可以適當放寬。

GPR的安全限值需要滿足條件：(1)滿足一次設備也就是低壓避雷器和110 kV電纜護層保護器的耐受;(2)滿足二次設備及二次電纜的耐受要求。根據二次設備相關規(guī)程和技術規(guī)范規(guī)定，工頻下二次設備的絕緣水平通常為2 000~3 000 V[18]。在二次接地網等電位連接的條件下，只要二次電纜是雙端接地方式的智能變電站接地網的GPD小于2 000 V即可保證二次系統(tǒng)不受損壞。對智能變電站低壓避雷器的GPR耐受值和單端接地的電纜護層保護器的GPR耐受值進行校驗，可以得到比較可靠的GPR安全限值。經校驗，GPR限值可放寬至9.5 kV[19]。

1.2 地網安全性分析

根據變電站總體布置情況，變電站主接地網初步設計方案為埋深在地下0.8 m的矩形地網，網孔尺寸為6 m×6 m，面積為72 m×37 m，網孔交點處均有2.5 m短垂直接地極。經計算，接地網初步設計方案的接地電阻為0.59 Ω，最大GPR值為14.99 kV，過高的地電位升必然導致站內接觸電位差和跨步電位差超標，如圖1所示。由圖1可知，次邊角網格接觸電位差最大值為1 476.1 V，遠超安全值，跨步電位差最大值為1 215.5 V，站內跨步電位差滿足安全性要求。站內最大地電位差只有247.57 V，滿足國標中2 000 V以下的要求，對其二次電纜及二次設備不會造成損壞，因此在后續(xù)進行接地網優(yōu)化時，需采取降阻措施，使GPR滿足設計指標不高于9.5 kV的要求。

2 接地網優(yōu)化方式研究

全戶內變電站上層地網(埋深0.8 m)的布置方式與變電站總平面布置有關，很難在上層水平地網的布置方式上對其進行優(yōu)化。常用的降阻方式是在水平地網的基礎上增加長垂直接地極或深井接地極，而國外常用雙層或多層地網進行優(yōu)化。長垂直接地極和深井接地極可以深入土壤深處幫助散流，且不受氣候等條件對表層土壤的影響;二層地網埋深根據變電站底板或配電裝置樓的地基高度確定，其布置方式不受變電站總平面布置的限制。

針對不同布置方式的二層地網和深井接地極進行計算，比較其降阻效果和經濟性。本文的經濟性比較主要是估算靜態(tài)投資，靜態(tài)投資包括施工費用和材料費用兩項。根據變電站接地網施工報價，接地網建設所需的施工費用如表2所示，材料費用單價：水平地網為52元/m和2.5 m短垂直接地極為56.5元/根。

2.1 二層地網網孔尺寸

在接地網初步設計方案的基礎上增加面積相同、網孔尺寸不同的二層地網，網孔尺寸越大則網孔數量越少。網孔尺寸有48 m×18.5 m、24 m×9.25 m、9.6 m×9.25 m和6 m×6.17 m 4種，網孔數分別為1、4、10和24。表3是采用不同網孔尺寸的二層地網時，接地網的特性參數和靜態(tài)投資比較，其中靜態(tài)投資僅為二層地網的靜態(tài)投資。

由表3可知，二層地網的網孔尺寸對接地網的接地電阻影響很小，可忽略不計。僅有一個網孔的二層地網與其他情況相比，接觸電位差和跨步電位差差值也分別維持在3.9%~7.8%和1.9%~3.8%。比較僅有外框形式的二層地網(網孔數為1)和網孔數最多的情況(網孔數為24)，后者的最大接觸電位差和跨步電位差雖然比前者低大約幾十伏，最大GPR比前者低348 V左右，但其施工費用卻比前者高約63%。二層地網的網孔尺寸直接決定了工程造價的高低，在均壓效果相似的條件下，若采用網孔尺寸較大，即網孔個數較少的二層地網，則更加符合安全性和經濟性平衡的設計理念。根據上述結果，在使用雙層地網進行優(yōu)化設計時，二層地網可以采取僅敷設外框的形式。

2.2 二層地網的覆蓋面積

目前，在變電站接地網的改造工程中使用的雙層地網大體有兩種尺寸，一種是二層地網的覆蓋面積可達到整個變電站大小，一種是其覆蓋面積與配電樓地基相當。在施工時，前者需要在變電站圍墻附近開挖獨立的溝道以敷設接地網，而后者則可與配電樓地基建設同時進行，前者的施工費用比后者高一倍以上。由于110-A2-X1方案面積小，因此本文只選擇二層地網外延大小沿配電樓條基和沿變電站圍墻兩種具體尺寸的二層地網進行比較。

在接地網初步設計方案的基礎上增加上述兩種面積的二層地網，為了排除網孔尺寸的不同給計算結果帶來的影響，方便比較二層地網的優(yōu)化效果，兩種接地網方案中二層地網均為無網格的框架式結構。表4是對2種接地網接地特性參數的計算結果，其中靜態(tài)投資僅為二層地網的靜態(tài)投資。由表4可知，二層地網外延沿變電站圍墻時，對接地電阻和跨步電位差降低的效果比較明顯，而沿配電樓條基時，對接觸電位差降低的效果顯著。二者各有優(yōu)勢。建設沿配電樓條基的二層地網只需在開挖地基的基礎上進行施工，而沿變電站圍墻的二層地網由于需要在圍墻附近額外開挖更深的溝道，并且耗費的接地材料較多，其靜態(tài)投資比前者高約64%。

2.3 深井接地極

為了考察深井接地極的降阻和降壓效果，在接地網初步設計方案的基礎上增加長度為40 m的深井接地極。表5是增加不同數量的深井接地極時接地網的技術經濟比較。由表5可知，與雙層接地網相比，深井接地極可以顯著降低各個特性參數，但靜態(tài)投資也遠高于雙層地網。接地極數量越多，降阻和降壓效果越好，但隨接地極數量增加會有一定屏蔽作用，由表5可知，接地極數量達到8根之后降阻率上升速率明顯下降。

為了使降阻效果較明顯，在接地網初步設計方案的基礎上增加4根不同長度的深井接地極，表6是深井接地極長度不同時的技術經濟比較。由表6可知，接地極長度越長，降阻和降壓效果越好。從表5和表6可以看出，深井接地極總長度相同的前提下，當總長度超過一定數值(這里為160 m)時，增加接地極長度比增加接地極數量降阻效果更好。

2.4 小結

全戶內智能變電站短路水平高達25.6 kA，接地電阻和GPR等參數難以降低。雙層地網對接地電阻的降阻率約為3%左右，而深井接地極在數量較多、長度較長的情況下卻可達到40%左右。深井接地極的建設成本遠遠高于雙層地網，但在短路電流水平非常高的全戶內智能變電站中，對接地網進行優(yōu)化設計時，雙層地網很難將地網特性參數尤其是GPR降低到安全范圍內。然而，雙層地網對GPD的降低作用較為顯著，降低百分比約為23.96%，這對整個地網的均壓較為有利。但全戶內智能變電站在占地面積較小，其接地網壓差本身就不會過大，在這種情況下，雙層地網的應用價值并不高。因此，變電站接地網優(yōu)化設計時，在綜合考慮變電站面積、土壤、短路電流以及設備耐受等情況的前提下，可以使用深井接地極降阻或深井接地極和雙層地網組合降阻。

3 110-A2-X1方案接地網優(yōu)化設計

通過對雙層地網和深井接地極的仿真分析，并根據110-A2-X1變電站無人值守和短路電流水平過大的特點，采用以下3種方案對接地網進行優(yōu)化，并進行技術經濟比較。

3.1 接地網優(yōu)化方案

方案1：在接地網初步設計方案的基礎上，采用接地深井降阻。即在接地網外緣敷設12口接地深井，深井深度為40 m，深井接地極與水平地網相連。深井接地極總長度為480 m。

方案2：在接地網初步設計方案的基礎上，采用接地深井降阻。即在接地網外緣敷設6口接地深井，深井深度為55 m，深井接地極與水平地網相連。深井接地極總長度為330 m。

方案3：在接地網初步設計方案的基礎上，采用配電樓下二層地網與深井接地極組合降阻。即變電站上層接地網為如圖1所示的埋深在地下0.8 m的矩形地網，面積為72 m×37 m;二層地網在配電樓條基上方，是外延等同于條基外延面積為48.0 m×18.5 m的矩形框，在邊角處就近與上層地網相連;在接地網外緣敷設6口55 m的接地深井，深井接地極與上層地網相連。

3.2 技術經濟比較

對上述4個接地網模型進行計算，各方案接地參數計算值如表7所示。所有參數均在安全限值范圍以內，可見3種接地方案都滿足接地設計規(guī)范的要求。下面將對3種方案進行技術經濟比較。

與方案1相比，方案2接地電阻和GPR水平偏低0.7%，GPD水平相差不多，接觸電位差和跨步電位差均在安全限值內，但靜態(tài)投資相差30.28萬元，方案2的靜態(tài)投資比方案1低29%。

與方案3相比，方案2接地電阻和GPR水平偏高0.6%，GPD水平偏高21.6%，接觸電位差和跨步電位差均在安全限值內，靜態(tài)投資只相差2萬元，方案2比方案3低2.6%。

方案1與方案2的降阻方式均采用深井接地極。二者不同點在于方案1達到安全性指標所用深井接地極數量較多，長度較短，深井接地極總長度較長。從數據上看，在110-A2-X1變電站的接地網優(yōu)化中，增加的每根深井接地極長度需保持在40 m以上，在此基礎上，適當增加深井接地極的長度，減少深井接地極的數量，能使降阻效果更加明顯，并能有效控制成本的增加。另外也可以看出接地深井口數增加可以顯著降低接觸電位差，而接地體深埋則可以有效降低接地電阻。

方案3僅比方案2增加了二層接地網。從數據上來看，二層地網增加了成本，卻對接地電阻和GPR的降低幾乎沒起作用，然而在需要降低GPD的情況可以考慮使用二層地網來實現(xiàn)?？梢妰H使用深井接地極來降阻即可達到優(yōu)化接地網的效果。

綜上所述，110-A2-X1全戶內智能變電站的接地網適宜采用6口長度為55 m的接地深井進行優(yōu)化，使接地網滿足各項安全性要求。

4 結論

通過模擬計算和分析，并結合110-A2-X1典型設計驗證，得出結論：(1)沿配電樓條基敷設的矩形外框形式的二層地網與其他形式的二層地網相比降阻和降壓效果相差不多，但成本最低，因此若使用雙層地網降阻推薦沿配電樓條基敷設的矩形外框形式的二層地網。(2)深井接地極數量越多，降阻和降壓效果越好，但隨數量增加會逐漸趨于飽和，另外，深井接地極總長度相同的前提下，當總長度超過一定數值時，增加接地極長度比增加接地極數量降阻效果更好。深井接地極成本高于雙層地網，但其降阻效果優(yōu)于雙層地網，在占地面積較小、短路電流水平很高的智能變電站接地網中宜選用深井接地極。(3)110-A2-X1全戶內智能變電站占地面積小，入地短路電流高達25.6 kA，雖然土壤條件良好，但接地電阻和GPR難以降低，加上無人值守的運行管理方式，接觸電位差和跨步電位差可適當放寬，因此其接地網適宜采用6口長度為55 m的接地深井進行優(yōu)化，使接地網滿足各項安全要求。

作者：王平 , 賈立莉 , 李守學 , 李抗 , 律方成

參考文獻

[1]田松, 魯海亮, 文習山, 等. 安全性分析在變電站接地網設計中的應用[J]. 高壓電器, 2014, 50(7): 44-50, 56.

TIAN Song, LU Hailiang, WEN Xishan, et al. Security analysis in the design of the substation grounding grid[J]. High Voltage Apparatus, 2014, 50(7): 44-50, 56. (1)

[2]沈揚. 變電站接地均壓研究[D]. 杭州: 浙江大學, 2008. (1)

[3]國家電網公司科技部, 國網北京經濟技術研究院組. 新一代智能變電站典型設計-110 kV變電站分冊[M]. 北京: 中國電力出版社, 2015. (2)

[4]國家電網公司科技部, 國網北京經濟技術研究院組. 新一代智能變電站典型設計-220 kV變電站分冊[M]. 北京: 中國電力出版社, 2015. (1)

[5]曹方圓, 石衛(wèi)東, 康鵬, 等. 接地材料對桿塔接地裝置沖擊接地阻抗的影響[J]. 中國電力, 2016, 49(10): 67-73.

CAO Fangyuan, SHI Weidong, KANG Peng, et al. Influence of ground material on the impulse ground impedance of tower’s grounding devices[J]. Electric Power, 2016, 49(10): 67-73. (1)

[6]楊劍, 潘文霞, 孫宏航. 考慮地表高阻層的直流接地極跨步電壓限值計算方法[J]. 中國電力, 2017, 50(2): 150-156.

YANG Jian, PAN Wenxia, SUN Honghang. Research on calculation method for step voltage limitation of DC grounding electrode based on surface high-resistance covering[J]. Electric Power, 2017, 50(2): 150-156. (0)

[7]高延慶、何金良、曾嶸. 非均勻土壤中變電站接地網優(yōu)化設計[J]. 清華大學學報(自然科學版), 2002(3): 345-348.

GAO Yanqing, et al. Optimal design of grounding grids of substations in nonuniform soils[J]. Journal of Tsinghua University(Science and Technology), 2002(3): 345-348. (1)

[8]交流電氣裝置的接地設計規(guī)范: GB/T50065—2011 [S]. 北京: 中國計劃出版社, 2011.

Code for design of AC electrical installations earthing: GB/T50065—2011 [S]. Beijing: China Planning Press, 2011. (2)

[9]陳清鶴, 靳小喜. 城市中心區(qū)地下變電站接地網設計[J]. 電力與電工, 2013, 33(4): 85-87.

CHEN Qinghe, JIN Xiaoxi. Grounding design for underground substations in downtown district[J]. Electric Power and Electrical engineering, 2013, 33(4): 85-87. (1)

[10]李謙, 楊勁松. 500 kV香山變電站接地網安全性狀態(tài)評估及整改[J]. 廣東電力, 2013, 26(5): 87-92.

LI Qian, YANG Jinsong. Safety evaluation and rectification for 500 kV Xiangshan substation grounding grid[J]. Guangdong Electric Power, 2013, 26(5): 87-92. (1)

[11]趙佃云. 智能變電站運維模式的研究[D]. 濟南: 山東大學, 2014 (1)

[12]李謙, 張波. 接地網設計理念及其工程實踐[J]. 中國電力, 2014, 47(11): 40-45.

LI Qian, ZHANG Bo. Design and engineering practice of substation grounding[J]. Electric Power, 2014, 47(11): 40-45. (0)

[13]李孟超, 王允平, 李獻偉, 等. 智能變電站及技術特點分析[J]. 電力系統(tǒng)保護與控制, 2010, 38(18): 59-62, 79.

LI Mengchao, WANG Yunping, LI Xianwei, et al. Smart substation and technical acteristics analysis[J]. Power System Protection and Control, 2010, 38(18): 59-62, 79. (1)

[14]張云, 張波, 陳偉軍, 等. 接地系統(tǒng)地面高阻層的特性[J]. 高電壓技術, 2015, 41(5): 1582-1588.

ZHANG Yun, ZHANG Bo, CHEN Weijun, et al. Characteristics of surface high-resistance coverings in grounding system[J]. High Voltage Engineering, 2015, 41(5): 1582-1588. (1)

[15]張婷, 張小亮. 接地網網內壓降的仿真分析[J]. 中國電力, 2014, 47(3): 111-115.

ZHANG Ting, ZHANG Xiaoliang. Simulation of inner-potential difference of grounding grid[J]. Electric Power, 2014, 47(3): 111-115. (0)

[16]劉琳, 姜惠蘭, 劉瓊, 等. 主接地網接地電阻對變電站安全運行的影響[J]. 中國電力, 2007, 40(5): 82-84.

LIU Lin, JIANG Huilan, LIU Qiong, et al. Influence of grounding resistance value of main grounding grid on substation safe operation[J]. Electric Power, 2007, 40(5): 82-84. (1)

[17]電力工程電氣設計手冊(電氣一次部分)[S]. 北京: 中國電力出版社, 1989.

Power engineering electric design manual (electricity primary part) [S]. Beijing: China Electric Power Press, 1989. (1)

[18]李謙. 發(fā)電廠和變電站接地網安全性狀態(tài)評估[M]. 北京: 中國電力出版社, 2013. (1)

[19]譚波, 楊建軍, 魯海亮, 等. 接地網電位升對10 kV避雷器的反擊仿真分析[J]. 高電壓技術, 2013, 39(5): 1265-1272.

TAN Bo, YANG Jianjun, LU Hailiang, et al. Backflash simulation analysis of ground potential rise on 10 kV arrester[J]. High Voltage Engineering, 2013, 39(5): 1265-1272. (1)柴油發(fā)電機組