接地装置的运行与发热.ppt

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1、接地装置的运行与发热,长沙理工大学电气与信息工程学院,第一节 接地网的工频电位 一、稳态电位 发生接短接时，接地网的稳态电位升高等于短路电流和接地网接地电阻的乘积 Uw=IR(5-1)上式中计算用的入地短路电流，是指单相或两相接地短路电流的周期分量超始有效值。在计算这一分量时，一般不考虑接地短路点存在过渡电阻或接地电阻，按金属性短路考虑。按式（5-1）计算的接地电位，是没有考虑瞬间变周期短路电流的衰减的，因而用来验算接触电势和跨步电势是偏于安全的。二、暂态电位 计入短路电流非周期分量的影响后，接地网的工频暂态电位升高为,三、暂态电阻 接地短路发生在接地网的最初瞬间，接地网的电位并不决定于流经接

2、地网入地短路电流的大小，而是由电压波的折、反射过程来决定的。当三相母线中的任何一相母线的电压刚达到幅值，而恰巧就是这一相母线发生接地短路时，接地网的瞬间电位升高最为严重。这时，相当于一个幅值为工频相电压的直角波投射到接地网上，接地网的瞬间电位等于折射波的大小。参照图5-1，应用彼德逊规则，我们可以写出接地网上的瞬间电位 为,图5-1 计算地网瞬时电位参考图,(5-2),(5-3),式中U工频相电压幅值，UN额定线电压；Z0接地网波阻抗；Z接地短路相的等值波阻；Z1回线路一相导线的波阻；n 出线回路数。由式（5-3）可以看出，接地网的波阻愈大，发电厂或变电所的出线回线回数愈多，接地网的瞬间电位就

3、愈大。如接地网波阻的平均值为31；一回线路导线波阻的平均值为470；出线回路数由1增加到6，由式（5-3），接地网的瞬时电位可达 对于110-330kV 电压等级的发电厂和变电所，考虑到电网最大工作电压，在发生接地短路最初瞬间，接地网的瞬间时电位为,110 kV，Uch=6.2-29 kV；220 kV，Uch=12.4-58 kV；330 kV，Uch=17.8-82.5 kV。由此可见，接地网的瞬时电位比工频稳态电位大得多。它和雷击时接地网冲击电位的作用相似，会使设备受到冲击反击过电压的作用，有可能使电子元件损坏。当然，这一电压波的折、反射过程十分短暂，很快就转变为工频短过程，接地网的电位

4、变变为计入短路电流非周期分量的工频暂态电位，再迅速衰减到由短路电流周期分量起始有效值决定的工频稳态电位。由于上述原因，在作工频接地短路试验时，在接地短路点串入的电流互感器，除按接地网的暂态电位选择电流互感器的电压等级外，还应验算接地网的瞬时电位。否则有可能发生严重的闪络事故，危及人身设备安全。最后，需要指出：由于短路电流非周期分量的大小，与接地短路的电压相角有关，当瞬间电位为最大时，暂态电位就是考虑它们最严重的情况，而不是指同一个电压相角的时间前、后出现的两个电压最大值。,第二节 地网电位升高及其限制措施 接地短路发生在接地网内时，流经接地网的入接短路电流产生的接地电位为 UW=(Imax-I

5、Z)(1-Kfl)R(5-4)式中 Imax接地短路点的最大短路电流，A；IZ不经接地网入地直接流回变压器接地中性点的短路电流，A；Kfl接地网内短路时，“地线一杆塔”接地系统的分流系数；R接地电阻，。分析式（5-2）可以知道，为了使接地电位升高及其地面上的电位分布于不至于达到伤害人体的程度，可以采用下述措施：一、对接地电位升高的限制,（1）增大系统零序阻抗，减小接地短种路电流，例如断开系统中部直接接地的变压器中性点。（2）减小接地电阻，例如加大接地网的面积，采用水下地网、深埋接地体、人工改善土壤电以及有效利用自然接地体等方法。二、均衡电位接地的采用 由于上述两种措施常常受到客观条件的限制，通

6、常还不能满足要求，在这种情况下，可以采用均衡电位接地。一般有以下等方法。1、均压 其目的是减小接地网内的接触电势和接地网跨步电势。在高压配电装置的地下，设置水平敷设的人工接地网，接地网的外缘闭合,网内设置均压带；尽可能地将建筑物的钢盘、埋于地下的金属管道以及其他可资利用的金属结构物等连成通路，且与接地网可靠连接。采用前一项措施，可以将接地网内的最大接触电势降低到（）Uw；采用后一项,措施，是为了造一个均衡电位接地系统，避免出现危险的电位差。2、分流 其目的是减小经接地网的入地短路电流，从而减小接地电位。例如：加强开关站到变压器之间接地网连接带的敷设，以使短路电流不经过接地网入地，而直接沿接地带

7、返回变压器的中性点。当上述两处是架空线路连接时，为了降低架空避雷线的阻抗，可以改用钢芯铝线。在开关站到变压器或到主、副厂房的电缆沟中，专门敷设一根直流电阻较小的接地连接带，充分利架空输电线路“地线一杆塔”接地系统的分流作用。有必要时，尚可沿线路方向连续敷设几个档距的水平接地带，并与杆塔杆接地装置连接，或将进线保护的钢质避雷线改为钢芯铝线。采用这些措施，可以将接地电位大降低。3、限流 其目的是减小人体被电击时通过的电流。,采用快速继电保护迅速切除接地短路，使人体受电击时间限制在1s及以下；敷设碎石、砾石或沥青混凝土等高电阻率的路面结构层，用以增加人体被子电击时的串联电阻，将通过人体的电流阻制在与

8、电击时间相对应的安全限制内。采用消弧线圈，或自动跟踪影消弧线圈把单相接地电流补助掉，使补偿后的残流小到一定的范围以内。采用接地选线装置快速的把接地线路选出来，并切除。采用这些措施后可以将人体允许的接触电势和跨步电势大提高。4、防止地电位升高造成的反击 为了防止接地电位升高对低压电子元器件装置的反击，除独立的避雷针、线外、还要求全部接地的对象、包括配电装置构架上的建筑物上装设的避雷针、避雷线的接地都使用一个总的接地装置；对可能将接地网的高电压引向其他场所，或将低电位引进接地网范围内的设施，采用隔离接地电位等措施；对要求单独接地的特殊设备，它们的接地装置可以通过击穿保险器或放电器与总的接地装置连接

9、，以便正常时隔离，事故时均衡电位。,实践证明：均衡电位接地的效果是十分显著的。例如将接地网内的最大电势降低到（）UW但不采用高电阻率的路面结构层，人体电阻取1500，电击时间为1s，人体温表允许的接触所要求的接地电阻不应大于（R）或取平均值（R）。如果将接地网的最大接触电势降低到（）UW，且采用高电阻率的路面结构层，考虑到路面结构层使用年久，电阻率由5000m下降到一半，人体允许的接触电阻势所要求的接地电阻不应大于（R）或取平均值（R）以上各算式中I为流经接地网入地的短路电流。第三节 反击过电压及其保护 一、反击过电压,雷击或系统发生短路时，设备的接地点可能具有升高的电位，从而使设备外壳与设备

10、的导电部分之间产生高电压。如果这个电压达到一定的值就会导电部分或行人产生反击放电，给设备和人身造成危害，这个电压称为反击过电压。反击过电压产生的原因在大致有以下几方面：接地装置因散流而电位长高；雷电流或短路电流在导线（或电缆外皮、接地下引线、建、构筑物钢筋等）上产生电阻压降、自感压降和互感压降；高电位通过某些电容传递到其他地方时造成过电压。,(a)雷电流从楼顶入地；（b）与防雷地下部共地等效电路；（c）与防雷接地上部共地的等效电路,图5-2 雷击在楼时产生的反击过电压,当雷击高层建筑物上的避雷或避雷带时，雷电流经过建筑物的钢筋流入地中。由于建筑物的钢筋网还不是一个完全封闭的空心导体，因而在建筑

11、物内仍然存在着强烈的电磁场。例如，有一根电线其一端在一层楼o点接地，而另一端b点在五层楼上（图5-2），虽然钢筋和电线都是接地的，但是雷击时钢筋柱a点和电线b点之间可能出现较大的电位差Uab,Uab的大小和电线bo的布线路径有关。我们参照图5-2（b）,雷电流ich流过钢筋AB，钢筋柱ao段的电阻为R1,一根电线在o点与钢筋柱相连，则电线另一端b和钢筋住a点之间的电位差Uab为 Uab=Uao+Ubo=Uao-Ubo,由于,因此,（5-5）,式中 L1钢筋 ao段的自感；M钢筋与电线之间的互感；穿过回环I的磁通。由式（5-4）可知a和b点之间的电位差并不等于a点和b点之间的电位差，而是要比这个

12、电位差小一个互感电势。因此，a和b之间的电位差，与电线bo的布线路径有关。如果电线紧贴着引下线（或钢筋）布线，由于L1=M（或者说=0），a和b之间的电位差就减小到最小值，即钢筋柱ao段的电阻压降。由此可见，o点的低电位不能直接由电线转移到b点，而是要在o点的低电位增加一个互感电势后才能看成是转移到了b点的电位。同理，当电线的b点和钢筋柱的a点相连，但在o点分开见图5-2（c）,b点的高电位也不能直接由电线转移到o2点，而是要在b点的要高电位上减小一个互感电势后才能看成是转移到了o2点的电位。因此，在雷电流电磁场中的电线是不能直接转移低电位或高电位的。如果要说有轩移电位的话，那么被转移的电位，

13、己经不是原来的电位，而是叠加了一个互感电势。,现在我们把电线换成电缆，电缆外皮的两端分别与钢筋柱a和o点相连（图5-3）。电缆外皮的电阻为R2，电缆外皮的电流为i0,钢筋ao段的电流为ich-io,我们可写作 式中 L1钢筋 ao段的自感；L2电缆外皮的自感；M钢筋和电缆之间的互感。整理式（5-6）可得,（ich-io）R1+L1,=ioR2+L2+M,(5-6),（5-7）,式中 穿过钢筋与电缆外皮构成的回环I的磁通。前己利用图5-2（b）说明，当导线紧贴载流线时，导线流线之间的电位差就等于载流线的电流乘以载流线的电阻。现在我们来求图5-3中ab间的电位差，就可把电缆与图5-2（b）相比较，

14、从而得到图5-3中ab间的电阻差为 故电缆外皮两端接下来建筑 物的钢筋时（或一般情况下电缆 两端接地时），钢筋柱a点和电缆,图5-3 建筑物雷电流对电缆的影响,（5-8）,比较式5-2（b）相比较，从而可以得出,芯线b点之间的电位差小于具有同样的布线路径，但为无屏蔽电线时a点和b点之间的电位差。如果电缆线紧贴着钢筋柱布线，即=0，a点和b点之间的电位差便等于电缆外皮的电阻和钢筋柱电阻的并联值与雷电流的乘积。如果电缆外皮的电很大或与钢筋接触不良（在一般情况下为接地不良），则R2R1，电缆外皮就失去了屏蔽作用。a和b点之间的电位差无屏蔽时a点和b点之间的电位差一样。下面我们引进屏蔽系数的概念。为了

15、简化计算，仍用正弦电流代替雷电流。钢筋（引下线）的自感和电缆外皮的自感可以认为是相等的，即L1=L2=L,式（5-6）可改写为,由此可得,(5-9),式中 K电缆的屏蔽系数，其值等于电缆外皮两端接地时芯线和外皮之间的电位差与电缆外皮两端不接地时芯线和接地点之间的电位差之比。由式（5-12）可以看出，当R2增大时，屏蔽系数增大，R2趋于时，K=1，电缆外皮无屏蔽作用。R2减小时，屏蔽系数减小。若R2=0,K=0,电缆外皮起到完全屏蔽的作用。电缆的,和,（5-10）,把式中（5-5）改写为交流电流的形式，得,(5-11),式（5-10）和式（5-11）之比为,（5-12）,屏蔽系数和电缆电外皮的材

16、料有关，例如：铅包缆的屏蔽系数一般在0.8以上；铝包缆的屏蔽系数在之间（因为铝的电阻系数小）；铝包钢带铠装电缆的屏蔽系数在0.1以下，（因为铠装的电感大）。电缆外皮的材料相同，屏蔽系数随电比缆直径的增大（因R2减小）而减小。穿入两端接地良好的钢管内的电线，钢管的屏蔽系数与钢管的直径大小有关。各种直径钢管的屏蔽系数列于表5-1，以供参考。表7-1 钢管的屏蔽系数（钢管两端接地）,综上所述，雷击时有很强变化的电磁场，导线等的自感和互感不能忽略，平时可忽视为等电位的各部分，此时它们之间可能产生较高电位差。即使使用屏蔽线，只要屏蔽线的外皮有线电流通过，屏蔽的芯线和外皮之间也会出现过电压。二、反击过电压

17、的基本类型 反击过电压除与地网的构造、冲击接地阻抗的大小、雷电流的波形和幅值，以及和设备的输入阻抗等因素有关外，主要决定于设备的引出线路不同，可以把反击过电压的分为电缆线路和架空线路两种基本类型而分别加以研究。1电缆电路 采用外皮两端接地或多点接地电缆线路，作为进出线的发电厂和变电所的中央控制室，以及其他高层建筑物安装的电子设备，在雷击建筑物时，电缆芯线和外皮之间的电位差，即反击过电压可用下述主法进行估算。设流过电缆芯线和外皮的电流分别为i1和i2,电缆外芯线和外皮的电阻分别为R1和R2，电缆首端与设备连接的输入电阻,分别为Ze，电缆末端接有负载电阻R0。参见图5-4，取电缆外皮电流i2的方向

18、为正方向，将基尔霍夫第二定律用于电缆芯线外皮回路，故设备输入阻抗上的压降反击过电压为 式中 i1电缆芯线的冲击电流；i2电缆外皮电流的冲击电流；电缆芯线一外皮回路的磁通量；R1电缆芯线 的电阻；R2电缆外皮 的电阻；R0负载电阻。,（5-13）,图5-4 计算参考图,因为电缆芯线外皮的磁通量等于电缆芯线电流和芯线以外皮为回路的电感的乘积。即=i1L1(5-14)用式（5-14）代入式（5-13），反击过电压为 式中 L1电缆芯线电感（以外皮为回路）。当电缆首端开路时，因i1=0,故由式（5-14）或式（5-15）得到反击电压为 UF=i2R2(5-16)当电缆外皮是多点接地时，式（5-16）改

19、写为 式中 n电缆外皮接地点的个数；i2j第j段电缆外皮的电流；R2j第j段电缆外皮的电阻。,UF=i2R2-i1(R1+R0)-L1,（5-15）,（5-17）,比较式（5-15）和式（5-16）可以看出，电缆首端开路时，反击过电压最大。例如：某高层建筑物现场雷击试验时，用幅值为483A，波形为5.8/70 的冲击电流，测得与12路载波机音频间端连接的市话电缆（HQ-5020.5）的反击过电压为35V，市话电缆开路时，反击过电压为55V。但是，用式（5-15）、式（5-16）和式（5-17）是不能直接计算出反击过电压的，因为上述各式中流过电流芯线和外皮的电流，很难用解析的方法计算出来。这种困

20、难在于电缆芯线和外皮实际上就是雷击建筑物时与接地网并联的分流回路，而i1和i2则是流过这些部分流回路的电流，但类似这样的分流回路，不仅量较多，而且结构十分复杂。困难还在于计算电缆芯线和外皮的电流时，与电缆在电磁场院中的布线路径有关。由于这些原因，对反击电压的电研究，目前还停留在现场试验和模拟实验阶段，流过电缆外皮的电流目前还只能用试验方法来得到。,根据对埋在地下混凝土管中电缆进行的雷击试验，电缆外皮分流的电流实测值为6.6%。电缆全长约1000m，电缆外皮与建筑物二层楼的钢筋连接，芯线开路。幅值为42A，波形为6/60s的冲击电流由建筑物补充敷设一根两端接地的扁钢，它起着分流作用，可以减小电缆

21、外皮的电流。如果反击过电压超过了设备或电缆的允许冲击绝缘强度，可将电缆外皮多点接地，或将电缆直接埋在地中，也可以将靠近电缆补充敷设一根两端接地的扁钢，它起着分流作用，可以减小电缆外皮的电流。当采用全塑电缆时，宜将1-2根备用芯线两端接地，以代替外皮的屏蔽作用。但控制电缆只用一根芯线接地时，由于芯线的截面较小，电阻较大，故屏蔽效果不如铅包或铝包电缆，只能将反击过电压降低1/2左右。例如，用正弦衰减振荡波，幅直为5050A的冲击电流对距离保护装置作的反击过电压的试验表明，该装置入口处电缆芯线和设备接地处之间的电位差，即反击过电压为为1700V，当用一根芯线两端接地后，反击过电压降低到750V，为前

22、者的44%。,电缆的反击过电压除了与电缆的结构（它决定电缆的屏蔽系数）、电缆外皮的接地情况等因素有关外，还和电缆离雷击点的距离有关，显然，距离远者反击过电压低，因为雷击点的高电位向电缆传播过程中有衰减。2架空线路 直接与架空电力线路连接的发电机，是这类反击过电压的典型例子。我们来讨论雷击发电厂主厂房时，发电机受到的反击过电压。参照图5-5，图中Uch,s为发电机外壳接地处的冲击电位，其幅直为Uch,s,它等于而Uch为雷击时的冲击电压，为冲击波在地风上传播时的衰减系数。图中C 为发电机的对地电容，Z为架空 线路的波阻抗，二者乘积为时间 常数（T=ZC）。从该图不难理 解有以下几点：,图5-5

23、分析发电机反击过电压参考图,(1)发电机离雷击点愈远，冲击电位衰减系数愈小，反击过电压愈小。(2)发电机的反击过电压与雷电流的波长有关，波长愈短，反击过电压愈小，因为电容C来不及充上较高的电压。(3)发电机的对地电容愈大，时间常数也愈大，反击过电压就愈小。大容量的发电机，由于电容量大，故比小容量的发电机受到的反击过电压小。(4)架空线路的波阻愈大，时间常数也愈大，反击过电压就愈小。故发电机直接连接有多回架空线时，由于波阻并联，数值减小，反击过电压就增大。在计算极短时间内反击过电压的瞬间变过程时，发电机可以用波阻来代替其对地电容，因此发电机的反击过电压的最初瞬变值为,（5-18）,式中 Ze发电

24、机三相波阻抗，;Z架空线路三相波阻抗，;电位衰减系数；Uch雷电流流入点的冲击电压幅值，kV。随后是波过程，波过程结束后，发电机可视为电容。实际上不仅是发电机，对于其他设备采用架空线路引出时，它们的反击过电压，也可以按照上述方法进行分析。应当指出，上述关于架空线中波阻愈小，反击过电压愈大的结论，不适用于电缆线路，因为电缆在首端与发电机壳连接，完全改变了对架空线讨论时的条件。因此，仍应按对电缆线路的分析来计算反击分析。第四节 沿电缆沟敷设接地线的作用 在发电厂的变电所过程中，常常需要在电缆光台敷设一根接地线，并与地网可靠连接。这根接地线的作用主要是为了减少控制电缆芯线和外皮（或和接地网）之间的工

25、频电位差，即,工频反击过电压，以及为了将流过外皮的电流限制在外皮载流量的允许范围内。现在我们来讨论它的作用原理。设电缆沟两端接地网的接地电阻分别为RA和RB，流经接地网入地的短路电流为I，电缆沟中有一根全塑电缆（当然，电缆沟中不止一根电缆，但为了讨论的方便，我们只研究一根电缆的情况）和一根两端与接地网连接的接地线。参照图5-6，可以写出 I1RA=I2（RB+Z2）（5-19）I=I1+I2（5-20）解上二式，流过接地线的电流为,图7-6 电缆沟的接地作用,接地线上的压降为 全塑电缆芯线的电压等于芯线电流和芯线自阻抗的乘积与接地线的电流和接地线与芯线互阻抗乘积之和。即 U0=I0Z0+Z02

26、（5-23）因芯线开路，故I0=0,上式改写为 U0=I2Z02（5-24）,（5-22）,（5-25）,由接地线阻的阻抗,（5-26）,（5-27）,式中 R2接地线的电阻，；RA接地网A的接地电阻；RB接地网B的接地电阻，；L2接地线的自感，H；M02接地线和电缆芯线间互感，H；I流经接地网入地的短路电流，A；电流角频率，=2。由式（5-28）可看出：接地线的电阻R2愈小，反击过电压就愈小；接地线愈靠近电缆，由于（L2-M02）的差值减小，反击过电压就愈小。还可以看出：降低接地网的接地电阻RA，反击过电压并不按线性比例减小。如果我们将图5-6中的全塑电缆换为有金属外皮的电缆，且用两端接地的

27、电缆外皮来供替接地线，注意用电缆外皮的,故U02为,（5-28）,电阻R3代R2，外皮的自感L3代L2，由于外皮和芯线之间的互感M03与外皮的自感相等，故式（5-28）改写为 式中 R3电缆外皮的电阻，；L3电缆外皮的自感，H。比较式（5-28）和式（5-29），当电缆外皮的电阻大小于或等于接地线的电阻时，反击过电压会显著小减小。便电缆外皮允许的载流量，其值为,（5-29）,图5-7 电缆沟电缆的反击过电压,如果这个是流超过电缆外皮允许的载流量，可能发生外皮溶化或穿孔。据资料介绍，当RA为1.4，RB为0.2,单相接地短路电流为115kV,敷设在电缆沟中一根长度为2.5km的铅包铠装控制电缆，

28、外皮流过的电流可达560A，芯线和外皮之间的电位差可达700V。如果在电缆沟中敷设一根面积为100mm2的铜接地线，电缆外皮电流减小到320A，芯皮电位差减小到400V。当在电缆沟中敷设一根接地线，参照图7-7，可以写出下列方程式组 I1RA=I2Z2+L3Z23+（I2+I3）RB（5-31）I1RA=I3Z3+L3Z23+（I2+I3）RB（5-32）I=I1+I2+I3（5-33）解上列方程组，流过电缆外皮和接地线的电流分别为,（5-30）,（5-34）,由于电缆芯线开路，流过芯线的电流为零，故芯线和外皮这间的电位差，即反击过电压为 U0=I2ZO2+I3ZO3（5-36）U3=I3Z3

29、+I2Z23（5-37）将I2、I3代入上列两式，用U3减U0，则芯线和外皮之间的电位差，即反击过电压为 U03=U3-U0 式中 Z2接地线自阻抗，Z2=R2+jL2；Z3电缆外皮自阻抗，Z3=R3+jL3；Z23接地线和电缆外皮互阻抗，Z23=jM23；Z02接地线和电缆芯线互阻抗，Z02=jM02；,（5-35）,（5-38）,Z03电缆外皮和芯线互阻抗，Z03=jM03=jL3；为了简化计算，我们假定接地线和电缆靠得非常近，即认为 L2L3 式中 R2接地线的电阻，；R3电缆外皮的电阻，；L2接地线自感，H；L3电缆外皮自感，H；M02接地线和电缆芯线互感，H；M23接地线和电缆外皮互

30、缆，H；RA接地网A的接地电阻，；,故式中（5-38）改写为,(5-39),RB接地网B的接地电阻，；I流经接地网入地的短电路电流，A；电流角频率，=2f。由式（5-39），当电缆无外皮，则因R3趋于无限大，故得式（5-28）；当电缆有外皮，但无接地线，则因R5趋于无限在，故得到式（5-29）。如将全塑电缆一根两端接地芯线，代替接地线时，由式（5-28）；因L2M02，故反击过电压为 式中 全塑电缆接地芯线的电阻，；L2全塑电缆接地芯线的电阻，；但由于全塑控制电缆的芯线截面较小，电阻较大，故反击过电压较高。综合上述分析，可以得出：,（5-40）,（1）采用全塑电缆时，宜沿电缆沟敷设1-2根可靠

31、接地的接地线，该接地线应每隔5-8m与接地网均压带可靠的连接一次。如果同时还将每根全塑电缆的1-2根芯线两端接地，对减小反击过电压的效果更好。（2）采用有金属外皮的电缆时，除将外皮和钢铠和两端接地外，为减小流过外皮的电流和反击过电压，也宜沿电缆沟敷设接地线，并每隔5-8m将接地线与地网相连。（3）为固定电缆架沿电缆沟预埋40mm4mm的扁钢，只要与接地网可靠接连接后，就可以起到上述接地线的作用。（4）电缆沟的接地线因长期运行在潮湿的环境中容易腐蚀，因此，要在可可靠的防腐措施并定期运行接地线的作用。（5）电缆沟内的接地线，只是作为电缆沟均压用，不宜作为扩建地网主连接带。,第五节 冲击反击过电压

32、一、雷击独立避雷针、线引起的反击电压 雷电流经过独立避雷针的支柱或引流线和接地体流入地中时，在支柱和接地体会上产生很高的冲击电位。因此，要求支柱和接地体与附近的导线、构架以及电力设备的接地网之间保持足够的距离，以免因反击过电压造成击穿放电，引起事故。取雷电流的平均陡度为0.333IchkA/s.避雷针计算高h处的高压（kV）可用下式计算 Uch=I ch(R ch+0.33Lh)(5-41)式中 L支持构筑物单位长度的电感，h/m;h计算高度m;Rch冲击接地电阻，kA；Ich雷电流幅直，kA。式（5-41）中的L、h,可由表5-2查出。,由式（5-41），取雷电流幅直为150kA,，避雷针支

33、柱电感为1.3h/m,参见图5-8，A 点的冲击电压为 Uch=150 R ch+65h 空气中平均击穿强 度约600Kv/m,故避雷针 计算高度h处与被保护 物之间的空气距离Sk(m)为,表7-2 计算高度的电感,图7-8 独立避雷针支柱和接地体被保护物之间距离,取土壤的平均穿强度为500Kv/m，故独立避雷针的接地体与发电厂和变电所的接地网以及地下金属管道、金属结构物之间的距离Sd(m)为 采用避雷针保护时，一端绝缘另一端接地的避雷线，由雷击点与配电装置带电部分、发电厂和变电所设备接地部分之间空气距离Sk(m)为（取避雷线电线和其支柱的电感相同，约2H/m）Sk 0.3Rch+0.16(h

34、+S)(5-45)式中 h避雷线支柱高度，m；S避雷线上雷击与接地支柱间距离，m；对于两端接地的避雷线,0.3Rh+0.1h,(5-42),(5-43),Sk 0.3Rch+0.16(h+S)式中 分流系数；S避雷线两支柱间距离，m；一端接地的避雷线在地中的接地体，与保护物的地中接地体之间的距离，可按（5-43）计算，两端接地的避雷线距离（m）则为 Sd 0.3Rch(5-46)除上述之外，对于避雷针、线，Sk不宜小于5m,Sd不宜小于3m。在一般情况电阻率地区，独立避雷针、线的工频接地电阻不宜大于10。地电阻率为10-500m时，集中接地体的冲击系数近似在0.667-1之间，故独立避协针、线

35、的冲击接地电阻，可以用工频接地电阻作为标准，以便于现场测量和检查。在设计独立避雷针、线时还应注意：,(5-45),（1）严禁在装有避雷针=线的构架上设低压线、通信线和广播线。（2）避雷针及其接地体与道路或行人经常出入的地方距离不宜小于3m,否则应采取均压措施，或铺设砾石、卵石和沥青混凝土路面。（3）在高电阻率地区或在布置上有困难，而地中距离不能满足至少大于3m的要求时，可以采用沥青或沥青混凝土作为绝缘离层。沥青混凝土的平均穿强度约为土壤的3倍，故隔层的厚度b 可由下式决定 b=0.15Rch 0.5S(5-47)式中 S接地体之间实际距离，m；绝缘隔离层的深度和厚度还应满足 S1+S2+b D

36、d(5-48)式中 S1隔离层边缘到主接地网的最小距离，m；S2隔离层边缘到避雷针接要体的最小距离，m；b隔离层厚度，m。,（4）有非金属雷针构架装力设照明灯时，电源线必须采用有金属外壳或穿在金属管内的导线，沿构架下后直埋地10m以远，才允许与35kV及以下配电装置的接地网及低压配电装置相连。机械通风冷却塔上电动机的电源线，也应照此处理。（5）利用避雷构架装设有避雷针时，避雷针的接地体应与主接地网及引风机及其电动机的接地装置分开。如不能分开，引风机的电动机电源线应采用有金属外皮且接地的导线。装设在主厂房屋顶的照明灯电源线，应采用有金属外皮或穿管接地的导线。设计装设在配电装置构架上的避雷针、线时

37、，应注意：（1）装设有避雷针、线上的配电装置构架，除在附近装设中集中接地体外（埋设3-5根垂直接地体），宜将结构架的横担和邻近支柱与接地网相连，以便加强分流，扩大接地网的利用范围，降低冲击接地电阻。装有避雷针的构架接地部分与带电部分间的空气距离，不得小一绝缘子串的等效空气长度。,避雷针接地线与接地网的地下连接点至变压器接地线地下连接点接地体长度不得小于15m。在变压器的门型构架上不应装设避雷针。（2）110kV及以上的配电装置，一般可以将避雷性装在配置的构架上或房顶上。雷击避雷针时，绝缘子串不发生闪络所要求的冲击接地电阻可用下式估算 式中 U50%绝缘子串50%正极性冲击放电电压，kV；Ich

38、 协电流幅值，kA；L构架单位长度电感，h/m；h绝缘子串悬挂高度，m。电压等级为110kV时，取Ich为150kA,高度为10m的构架电感为4.5H，6片X-4.5型 绝缘子的U50%为1315k V,允许的冲击接地电阻为,（5-49）,当雷电流波头时间为3-6s,8080m2的水平接地网，在地电阻率为500-1000m的时，冲击接地电阻约3.7-7.2。因此，对于110k V配电装置，在地电阻率大于500m的地区，对于220kV配电装置，在地电阻率大于1000m的地区，宜装设独立避雷针。（3）60kV 的配电装置，Ich为150kA，L为4.5H，6片X-4.5的U50%为620KV，绝缘

39、子串不闪络时允许的冲击接地电阻为（4）35KV的配电装置，取Ich为150kA，L为4.5H，4片X-4.5的U50%为450KV，绝缘子串不闪络时允许的冲击接地电阻为,当水平接地网的面积为2020m2，地电阻率为100.m，冲击接地电阻约 3.24.1，可见，即使地电阻率较低，也不宜在35KV配电装置的构架或房顶上装设避雷针。（5）从以上计算可以看出，能否在配电装置的构架或房顶上装设避雷针，与所取雷电流幅值的大小、供电对象的重要性以及和冲击接地电阻的大小有关；而冲击接地电阻的大小，又和接地网的面积、构架的分流情况以及和地电阻率的高低有关。（6）35-60kV配电装置在地电阻率不大于500.m

40、的地区，允许将线路的避雷线引接到出线门构架上。地电阻率大于500.m地区，线路避雷线应在线路终端杆上终止。二、避雷器接地线引起的反击过电压 在一些发电厂，由于布置上的原因，避雷器的接地线相当长，避雷器离变压器相当远。当避雷器动作时，变压器处可视为零电位，因此，除了避雷器的残压外，还有接地线的电感 压降和接地电阻压降。如果避雷器到变压器的电气距离已经接近允许的临界值时，变压器就得不到避雷器的有效保护。,取通过避雷器的雷电流为5kV，斜角波头时间5s，避雷器端子的电压为 式中 UBL避雷器残压，kV l接地线长度，m L接地线单位长度的电感，取1.7H/m Rch地网冲击接地电阻，这个幅值为Uch

41、，波头时间为t（仍近似为避雷器预放电时间）的斜角波传递到变压器后，还要引起震荡。变压器最大可能受到的振荡过电压为 因此，由于避雷器接地线的电感和接地电阻上的压降使变压器受到的电压（kV）为,（5-50）,（5-51）,为了补偿上述附加过电压，避雷器变压器的电气距离需要减小，其计算式为 式中 波头陡度，Kv/m K系数，Cr 变压器入口电容，F C导线单位长度对地电容，F/m S避雷器到变压器的导线长度，m。,(5-52),（5-53）,第六节 接电装置的发热及计算 在电力系统中，工作电流或接地短路电流将经过接地线、接地体流向大地，当电流流经接地线和接地体时会引起金属发热。如果金属导体的截面选择

42、的较小，在大的接地短路电流流过时，导体就可能因过热而烧断。当电流由接地体向周围的土壤流散时，由于土壤电阻的存在，会引起土壤发热，使土壤中的水分蒸发甚至汽化，引起土壤电阻率上升。而土壤电阻率的上升将进一步加剧土壤的发热，如此恶性循环下去，严重时可以造成土壤烧结，使接地极不能正常工件。因此，需对接地装置的发热和热稳定进行认真的分析和计算。一、电流长期流经半球形电极时土壤的温升 当电流经半球形接地极向土壤流散时，土壤由于接地电阻存在，土壤会发热，土壤各点的温升将达某一稳定值。半球型电极土壤的发热计算见图5-9，先写出在距球心为r的范围内每秒产生的热量p，即,（5-54）,在稳定状态中，当忽略空气的传

43、热 时，这一热量将经 半径为r的半球面向 外传导出去。从热 力学可知，物质每 单位面积每秒所能 传导的热量与温升在空间的变化，即温度梯度 成正比，也和物质的导热系数成正比，所以每秒由半径r的半球面流出的热量Q1为,图5-9 半球形电机土壤的发热计算,（5-55）,令式（5-54）等于式（5-55），可得,（5-56）,由于在r处的温升为零，而在r=a处温升为最大，即=m，于是将式（5-56）对r积分后，有,（5-57）,于是可得,（5-58）,或,（5-59）,由于半球形电极的电位,，代入式（5-59）可得,（5-60）,（5-61）,电极附近土壤的温度在任何情况下都不允许升高到100，否则土

44、壤中的水分将完全被蒸发掉，以致土壤的电阻增大到极大的数值。取土壤的导热系数=1W/M，土壤的电阻率=100m，土壤的最大允许温升m=60，则由式（5-60）可求出电极的允许电位为,又由于半球形电极表面的电流密度为,，由式（5-59）,可得,（5-62）,如果电极的半径a=1m，仍取土壤的最大允许温升m=60，则由式（5-62）可求出电极表面的最大允许持续电流密度（即土壤温升最大处的电流密度）为,电极允许通过的最大持续电流则可由式（5-59）求得为电极允许通过的最大持续电流则可由式（5-59）求得为 当a=2时，则有I=13.8A，J=0.55A/m2，可见通过电极的最大允许持续电流密度是相当小

45、的。二、电流短期流经半球形电极流散时土壤的温升 当电流通过接地电极的时间很短（约数秒钟）时，可以不考虑热的传导而按绝热过程来计算，即认为流过土壤某处的电流所产生的热量全部用来提高土壤该处的温度。以图7-9中半径r处的厚度为dr的半球壳为例，假定土壤的比热（1m3土壤升高1所需的热量）为r，在dt时间内土壤的温升为d，则半球壳dr在dt时间内需吸收的热量Q2应为 而半球壳dr在dt的时间内所产生的热量P1则为,（5-63）,也就是说，当时间t确定后，土壤短时发热时的温升将直接取决于流经土壤的电流密度J。由于半球形电极的最大电流密度出现在r=a处，因此短时发热时土壤的最大温升m也出现在r=a处，即

46、有,（5-64）,令Q2=P1可得,整理后有,（5-65）,（5-66）,积分后可得,（5-67）,取，t=2S，m=60，代入式（5-67）即可得电极表面的最大允许短时短路电流密度为 即短时发热时电极表面的最大允许电流密度要比长期发热时大很多。三、土壤发热的过渡过程 土壤发热的过渡过程是指土壤从通过电流开始到温度达到稳定温升的全部过程。在过渡过程开始时温升上升得很快，随着时间的增加越来越慢，最后逐渐变为温升不再增加的稳定状态。图5-10为土壤发热的温升曲线，写成表达式为,（5-68）,（5-69）,式中 m 土壤的稳定温升 TT 土壤温升的时间常数 由于长期发热和 短时发热时关球电 极的最大

47、温升m 均出现在r=a处，所以我们可只讨论 r=a处的温升变化，这样利用式（5-61）即可写出式（5-69）中的m为 又考虑到在t=0+的很短时间内，土壤温升的变化可按绝热过程计算，因此，t=0时土壤温升的上升速度可由式（5-66）,图7-10 土壤发热的温升曲线,（5-70）,确定，即有 代入式（5-69）可得 因此半球形电极周围土壤温升的时间常数将为 不难看出，土壤发热的时间常数除与土壤的两个热参数有关外，还和半球的半径a的平方成正比。对半径a=1m的半球形电极，其周围土壤的发热时间常数为 当半径a=2m时，TT将增至34.72d。,（5-71）,（5-72）,（5-73）,综合半球形接地

48、电极发热的分析可知：（1）电极附近土壤发热的时间常数将受电极形状和尺寸的影响。（2）在土壤长期发热时，允许经电极流散的最大电流和电极表面的最大允许电流密度，虽然和电极的尺寸有关，但土壤长期发热时的温升却只和土壤的参数以及接地极的电位有关，不受电极的形状和尺寸的影响。（3）在土壤短时发热时，允许经电极流散的最大电流与电极的尺寸有关，但电极表面的最大允许电流密度则不受电极尺寸的影响，只和土壤的参数以及电极该点的电流密度有关。以上推导是按半球形电极导出的，与实际上的电极有很大的出入，对任意形状的电极，由于电极各点的J不同，其温升上升速度是不同的，如仍采用式（5-69）的土壤发热的温升方程，并取电极各

49、点的稳定温升，则电极各点附近,土壤的发热的时间常数将具有不同的数值，可表示为 即表面电流密度较小的电极附近的土壤具有较大的发热时间常数。第七节 交流地网的热稳定 交流输电系统分中性点不接地（6-35KV）、中性点经消弧线圈接地和中性点直接接地三种运行方式。在中性点不接地系统中，无论在正常工作还是系统发生单相接地故障时都不会有接地电流流经地网入地。在中性点经消弧线圈接地系统中，在正常情况下，经地网入地的只是数值不大的不平衡电流。在系统发生单相接地时，经消弧线圈入地的电流是消弧线圈的补偿电流，数值从数十安到数百安不等，且持续时间长，按规程规定为2h运行，实际上有的电网可达数小时之久。对中小型接地网

50、，或北方位于土壤干燥区的接地网，应考虑接地网的热,（5-74）,稳定。在中性点直接接地系统中会有高达数十千安的短路电流经地网入地，但持续时间不长，一般在0.53s左右。因此，应对其短时发热的热稳定进行检验。如取（m3），t=2s，m=60，则交流地网热稳定Jy的校验 即要求电极表面的最大允许电流密度Jy不得大于671A/m2。应该注意到，为了均衡地面的电位分布、减小跨步电势和接触电势，交流地网中一般都要敷设一定数量的均压带，此时由于屏蔽效应和尖端效应的影响，自地网流散的电流沿地网各导体的分布是不均匀的。为求导体表面的最大电流密度，必须先对地网的流散电流分布进行计算。对于635KV安装消弧线圈补