一般来讲，接地阻抗总可以写成R+jwL的形式。结合算例2可知：① 在频率和导体磁导率一定的条件下，感性分量和土壤结构及其参数关系不大，主要取决于地网的大小和短路电流入地点的位置。同算例2中的均匀土壤计算结果比较，若电流由地网中心入地，接地阻抗为Z1=0.124+j0.038= 0.130∠17.04º W。接地网越大，短路电流入地点越接近地网边缘，短路电流全部流入大地前，在导体中流动的路径就越长，感性分量越大；② 土壤结构和土壤参数主要影响阻性部分，当土壤电阻率较低时，阻性部分较小，感性部分相对较大，这就是大型地网在低电阻率地区，感性分量不能被忽略的原因。
4.2 铜材和钢材接地网的接地阻抗和网内电位差
早在20世纪80年代初期，国内开始兴建500kV变电站时，接地网不等电位问题已得到工程技术人员的高度重视。湖北省双河变电站曾在系统调试中进行单相短路接地试验（见表2），变电站地网的地电位升高中，站内部分占总电位升高的46%[12]。表2中V1为地网导体上接地点对2km处的电位升高，V2为地网导体上接地点对地网边缘（地网上电位最低点）的电位升高。在地网导体上，V1的电位值最高，V1与短路电流的比值就是接地阻抗测量值，V2是地网导体上电位最高点与电位最低点之间的电位差，即网内电位差。V2 /V1为网内电位差占地网总电位升高的比例。由于V1比接地点对无穷远处的电位升低，所以接地阻抗测量值比真实接地阻抗值略低。V11为按下述接地网尺寸，将接地网等值成圆盘，并采用文献[13]的方法，推算出的接地点对无穷远处的电位升。令DV=V2/V11，则DV是实际的网内电位差占地网上接地点对无穷远处总电位升高的比例，地网真实接地阻抗Z为V11与短路电流的比值。
根据1982年中南电力设计院《500千伏双河变电所工程接地设计总结》，双河变电站土壤电阻率60 W·m，面积104283m2，接地带长度12075m，地网为正方形，水平接地带用40×5扁钢，埋深0.6m。为计算方便，本文将接地网简化为：324m×324m，18×18网孔，导体半径0.008m。电流由地网中心注入。
实际上，由于接地网所用钢材的相对磁导率mr本身具有一定的分散性，其值一般在数百至数千之间。表3给出了双河变电站接地网mr变化时，相应的接地阻抗Z和网内电位差DV的变化情况。并约定mr=0和mr=1分别为等电位接地网和铜材接地网的计算结果，铜和钢的电阻率同前。
由表3可见：① 短路电流流入接地网时，铜材接地网基本为等电位，此时的接地阻抗已小于0.1W，但接地阻抗仅比地网等电位的接地电阻高1%，感性分量可以被忽略，所以文献[4]中简单地认为接地阻抗小于0.5 W即需计算感性分量的结论是不正确的。钢材接地网存在较大的网内电位差，其值随mr的增大而增大；② 地网接地阻抗随mr的增大而增大。mr的增大不仅使接地网的感性分量加大，而且使阻性分量加大，这是因为随着感性分量加大，地网不等电位问题严重，离开接地点较远的导体电位较低，散流减弱；③ mr取文献[7]给出的636，接地阻抗的计算值为0.121∠16.18º W，网内电位差DV的计算值为0.42，表2给出的接地阻抗实测值经换算后为0.115 W~0.116 W，网内电位差实测值经换算后为0.42~0.43，所以本文计算的接地阻抗比实测值约高4.7%，计算的网内电位差与实测值基本相同。
5 结论
本文提出了一种新的接地网接地参数数值计算方法。通过与国际著名的接地分析软件包CDEGS的比较分析，验证了该方法的有效性。本文的计算结果同500kV双河变电站的实测结果吻合，验证了本文方法的实用价值。
本文关键字：变电站 电工技术，电工技术 - 电工技术
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