2017, Vol. 25
2. 武汉大学 电气工程学院，武汉 430072;
3. 国网江苏省电力公司，南京 210008
2. School of Electrical Engineering;
3. State Grid Jiangsu Electric Power Company, Nanjing 210008, China
电力系统的可靠接地是减少电力系统雷击事故、维护电力设备安全稳定运行、保障运行人员人身安全的一项重要指标.金属接地材料导电率高利于故障或雷击等事故引起的大电流的散流以及电力设备的等电位连接，长期以来，国内外输电线路接地体多采用钢、铜及一些镀层合金等金属类接地材料[1].然而，传统的金属接地体在实际运行中常常出现接地电阻过高、接地体腐蚀严重、运行寿命短、维护成本高等问题.实际运行经验表明，钢、镀锌钢接地材料腐蚀速度较快，一般最多只能保证10年的运行寿命[2].铜的耐腐蚀能力是钢的3~4倍，具有更高的热稳定系数和良好的耐蚀性、导电特性，但铜的采购价格较高，且为重金属，对环境有一定影响[3-4].铜包钢材料有着接近于纯铜的优良性能和远低于纯铜的价格，但若铜与钢之间的接触面不紧密，当铜包钢接地体发生扭曲或弯折时，其内部的钢材料会加速腐蚀，美国的NEMA、UL、ANSI等标准已严格禁止铜包钢接地材料的使用.另外，在高土壤电阻率地区需采用必要的降阻措施使得金属接地体的接地电阻满足国家标准要求，而目前市场上大多数降阻产品对金属接地体都存在不同程度的腐蚀.
针对输电线路杆塔接地网金属类接地体的腐蚀问题，研究新型接地网材料已成为电力系统的迫切需求[5-9].文献[10]中研发了一种柔性石墨复合接地材料，并得到广泛的工程应用.该材料化学性质稳定，在酸、碱、盐性土壤条件下都具有良好的耐腐蚀性.
本文重点研究了以上几种材料的电磁特性、耐腐蚀性和动热稳定相关理化性能，采用CDEGS软件仿真计算对比了以上几种接地材料在典型输电线路接地网的冲击接地电阻，开展柔性石墨接地材料冲击试验, 考查石墨复合接地材料的冲击特性，并从经济性的角度对柔性石墨接地体和几种金属接地体的综合LCC(全生命周期成本)进行对比分析，综合考虑以上各种接地材料的综合性能，为输电线路杆塔接地材料选型提供参考.
1 接地材料理化性能对比钢是对含碳质量分数介于0.02%~2.06%的铁碳合金的统称.由于冷镀锌钢的耐腐蚀性较差，接地材料的具体型式常为热镀锌钢，国内发电厂和变电站接地装置一般采用镀锌钢作为接地材料.铜作为接地体具有更高的热稳定系数和良好的耐蚀性、导电特性.铜包钢接地极是选用含碳质量分数0.10%~0.30%的低碳钢，用电解铜均匀地覆盖到圆钢表面.铜包钢材料以其接近于纯铜的优良性能和远低于纯铜的价格被国内外的电力系统广泛应用，美国、英国等采用铜包钢作为主要的新型金属接地材料[11-13].
石墨复合接地材料是选用纯度≥95%的高纯鳞片石墨，通过石墨的氧化处理和高温膨化过程制备膨胀石墨，并选用无机纤维、合成纤维及一定配比的水乳型粘合剂，通过辊压、热塑以及绞线成型工艺制备而成.下面具体对钢、镀锌钢、铜、铜包钢、石墨复合接地材料的电磁特性、腐蚀特性和动热稳定性进行分析对比.
1.1 电磁特性分析在20 ℃下铜的电阻率为1.75×10-8 Ω·m，钢材质接地材料电阻率一般为铜的8~10倍[14]，取1.75×10-7 Ω·m.在高频电流作用下，铜包钢由于趋肤效应, 其导电性接近于纯铜，远高于钢材料[7].铜是一种铁磁性金属材料，相对磁导率为1；而钢、镀锌钢为铁磁性接地材料，电导率较高, 但磁导率较大，相对磁导率通常取为636，铜包钢的相对磁导率介于铜材料和钢材料之间，受镀层厚度的影响[13].
石墨是导电性良好的非金属材料，通常取3.25×10-5 Ω·m作为石墨复合接地材料的本体电阻率，由于石墨复合接地体是一种抗磁性非金属材料，其相对磁导率近似为1[15].
接地体相对磁导率越大，分布在接地体表层的电流密度就越大，趋肤效应也就越明显.接地体的电导率越高，接地体的趋肤深度越小，从而有效散流面积越小，导体材料的利用率不高[15].为了更加直观清晰地观看不同接地材料的趋肤效应，采用ANSYS对比分析不同材料的接地体在排散高频电流时的趋肤效应，取二维接地体模型如下：假设截面半径为0.01 m、长度为1 m的接地体，入端电流幅值为1 kA，电流频率f取50 kHz.接地材料分别采用铜、45#钢以及石墨复合接地材料.计算中取铜材质接地体电阻率为1.75×10-8 Ω·m，相对磁导率为1，钢材质接地材料电阻率一般为铜的8~10倍，取1.75×10-7 Ω·m，相对磁导率为636，石墨复合接地材料的电阻率为3.25×10-5 Ω·m，相对磁导率为1.不同材料内部的电流密度分布如图 1所示(电流密度颜色带的单位为A/m2).
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图 1 不同接地材料的趋肤效应对比 Figure 1 The comparison of skin effect of different grounding materials:(a) the current density of Φ20 mm copper grounding body section; (b) the current density of Φ20 mm 45# steel grounding body section; (c) the current density of Φ20 mm flexible graphite composite grounding body; (d) the current density of grounding body along the radius direction |
由图 1可知，接地体的径向穿透深度与接地材料本身的电导率、磁导率有关.接地体相对磁导率越大，分布在接地体表层的电流密度越大，趋肤效应也就越明显.低碳钢、镀锌钢、不锈钢等铁磁材料的相对磁导率较大，而铜接地材料及石墨复合接地材料的相对磁导率均接近于1，非铁磁性接地材料的有效散流截面积大于钢接地材料.接地体的电导率越高，接地体的趋肤深度越小，从而有效散流截面积越小，导体材料的利用率不高.相对于金属接地材料，石墨复合接地材料的导体利用率较高.
1.2 耐腐蚀性能分析由于接地装置长期处于地下恶劣的运行环境中，土壤的化学与电化学腐蚀就不可避免，不同接地材料的耐腐蚀性能差别较大.有学者针对某些在接地装置中可能应用到的金属材料进行了埋设试验，将金属接地体埋设在数十种环境不同的土壤中进行腐蚀评估试验[16]，其平均结果见表 1.
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表 1 金属材料在土壤中的腐蚀速率 Table 1 Corrosion rate of metallic materials in the soil |
由表 1可知，铜的年平均腐蚀率一般小于0.03 mm/a，年最大点蚀速度低于0.2 mm/a，是镀锌钢的耐腐蚀性的3倍以上.从几种金属的年平均腐蚀率来看，钢铁的腐蚀速度最快，锌的耐腐蚀性能优于钢，铜的腐蚀速度要慢很多，仅约为钢铁和锌的1/7；从点蚀速度来看，钢铁的最大点蚀速度达到了1.4 mm/a，是铜的最大点蚀速度的7倍.
镀锌钢由于锌的耐蚀性要比碳钢好，在碳钢表面镀锌相当于覆盖了一层导电的保护层，起到了一定的防腐保护作用，但钢接地体的焊接头部位容易产生气泡，常常出现点蚀，因此镀锌层下的钢也易出现点蚀情况.镀锌钢在干燥地区具有较好的耐蚀性，但在重腐蚀地区，一般最多只能保证10年的运行寿命，其中镀锌扁钢年腐蚀率0.065 mm/a.
铜包钢接地材料表面和纯铜一样，在与氧接触时产生碱式碳酸铜的氧化物, 会阻止内部碳钢的进一步腐蚀[17].铜包钢接地棒中铜与钢之间的结合面间的缝隙会使电解质扩散而形成原电池效应，此时铜包钢中的铜层基本上对钢芯没有防腐作用，反而会加速钢芯的腐蚀，在中性或碱性环境中防腐性能相比镀锌钢有显著优势[18].铜包钢导体由于制造工艺不同，通常有0.254和0.7 mm两种镀层厚度[19].
石墨在常温条件下有良好的化学稳定性，石墨复合接地材料在酸、碱、盐等土壤条件下的耐腐蚀性远优于金属接地材料.根据接地装置的常用环境、我国土壤腐蚀性评价标准以及我国土壤腐蚀试验站的理化性质，本文选择滨海氯盐土、盐碱土、中性草甸土(东北地区土壤)、酸性红土壤(鹰潭酸性土)以及酸性土5种土壤.把石墨复合接地材料、铜、钢放入pH值在8.80~3.10不等的5种土壤模拟液中，对其腐蚀情况进行测试，以模拟不同土壤条件下的腐蚀情况.试验用蒸馏水调配盐溶液，并采用NaOH与醋酸调节溶液pH值，试验所用试剂均为分析纯，试验配制的土壤模拟液pH值如表 2所示.腐蚀试验共历时190 d，以强酸土土壤模拟液中的试样为例，试样腐蚀试验前后的外观如图 2所示.
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表 2 接地体腐蚀试验典型土壤模拟液 Table 2 Grounding body fluid of typical soil corrosion test simulation |
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图 2 不同接地材料试样腐蚀试验前后的外观 Figure 2 The appearance of the different grounding material specimens before and after corrosion test |
由图 2可以发现：铜试样在腐蚀之后表面生成少量的红褐色的氧化亚铜腐蚀物，但腐蚀层很不均匀，整体表现为局部腐蚀；碳钢在土壤模拟液中的腐蚀层均匀覆盖在钢试样的表面，整体表现为面腐蚀且有明显分层现象，表层的腐蚀物呈黄褐色，密度相对疏松，而底层腐蚀物为黑色，相对较为致密均匀；而石墨复合接地材料在腐蚀前后外观及结构无明显变化.
对不同土壤模拟液中的铜、Q235钢、铝和石墨带试样采用去离子水清洗，使用除锈剂擦除金属试样表面的腐蚀层，用丙酮再次清洗并自然风干后，采用分析天平称量试样重量.计算不同试样的年平均腐蚀速率(单位表面积上每年的失重率)为
| $ {v_{\rm{w}}} = \frac{{\Delta w}}{{S \cdot t}} = \frac{{\left| {w-{w_0}} \right|}}{{S \cdot t}}. $ | (1) |
式中：vw为试样腐蚀速率，单位为g/(dm2·a).为减小试验误差，取4组平行试验组的平均值作为每种材料接地材料的平均腐蚀速率，测量结果如图 3所示.
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图 3 不同接地材料土壤模拟液腐蚀试验对比 Figure 3 Comparison of soil simulation fluid corrosion tests for different ground materials |
从土壤模拟液腐蚀试验结果来看，石墨复合接地材料不受土壤条件的限制，其防腐蚀特性显著优于现行的钢、铜等金属接地材料.
1.3 动热稳定性分析接地材料在雷电冲击下的电流耐受能力是接地体的重要电学性能和衡量其实际应用的重要指标.在电力系统接地应用中，流入接地网的雷电流或者短路故障电流一般在几千安到几十千安，雷电流持续时间在几十到几百微秒[20].短时间内冲击电流散发的热量除一部分通过土壤散热外，另外一部分热量作用于接地体，使得接地体本体温度急剧升高.当接地体温度超过一定值并在土壤中自然冷却后，接地体机械特性会受到影响[21].
钢材的熔点为1 510 ℃，系统发生短路时允许的最高温度为400 ℃；铜材的熔点为1 083 ℃，系统发生短路时允许的最高温度为450 ℃；镀铜钢材熔点为1 084 ℃，短时允许温度为450 ℃.在初始温度为40 ℃时，铜材的热稳定系数为210，钢材的热稳定系数为70.因此，接地体截面相同时，铜材的热稳定性较好.同等热稳定性能时，镀锌钢接地体所需的截面积为铜材的3倍，是镀铜钢接地体的2倍[20].
对Φ28 mm实心柔性石墨接地体进行雷电流冲击耐受试验，雷电流冲击试验后石墨复合接地体本体以及接续件整体外观无明显变化，经过10次雷电流冲击试验之后，石墨复合接地体试样的本体电阻值在3%以内.雷电流冲击造成的电阻值增大, 一方面是由于接地体内部的石墨线在电动力作用下间隙改变，另一方面，石墨线因温度升高受热膨胀在一定程度上增大了材料的致密性.试验结果表明，石墨复合接地体结构稳定，可以承受多次雷电流冲击.
2 接地材料冲击接地性能对比在冲击电流的作用下，接地材料上存在很强的电感效应，这使得接地装置的暂态电位升与冲击电流的相位不同，接地材料的阻抗特性具有时变性.在实际工程中，针对接地装置的冲击特性，定义了冲击接地阻抗来作为表征接地装置冲击特性的参数，即式(2) 所:
| $ {R_{{\rm{ch}}}} = \frac{{{U_{\rm{M}}}}}{{{I_{\rm{M}}}}}. $ | (2) |
式中：Rch为冲击接地阻抗；UM为电压幅值；IM为冲击电流幅值.
2.1 典型输电线路接地网冲击接地电阻仿真计算选用的接地网为典型方框带射线型地网，记录方式为FaYb(a：方框边长；b：四角外延射线长度)，敷设深度为0.8 m，通过方框的四角同时向地网注流，如图 4所示.计算主要选用4种接地材料进行对比分析:直径Φ28 mm的石墨复合接地材料、Φ10 mm铜和Φ10 mm圆钢、镀层0.254 mm的Φ10 mm铜包钢，仿真参数在表 3中列出.其中，冲击电流波形为2.6/50 μs.
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图 4 石墨复合接地材料接地网模型图 Figure 4 Grounding network model of graphite composite |
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表 3 仿真参数表 Table 3 The simulation parameters table |
建立方框带射线型接地网模型后，采用CDEGS软件包中HIFREQ和FFTSES模块分析雷电流作用下接地体的冲击暂态特性，从而计算冲击接地电阻.首先将雷电流进行傅里叶变换，分解成多个正弦电流的叠加，然后用HIFREQ在频域中得到接地体分别在每个正弦电流作用下的频域响应，最后在FFTSES中通过傅里叶反变换得到时域的响应，叠加得到接地体在雷电作用下的冲击响应[9].
2.1.1 土壤电阻率对冲击接地阻抗及冲击系数的影响根据表 3中所给仿真参数，考虑不同土壤电阻率下输电线路杆塔接地网的冲击接地阻抗，接地网的埋设方式为F10Y12，雷电流幅值为20 kA，计算土壤电阻率取10~1 500 Ω·m时的冲击接地阻抗，计算结果如表 4所示.
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表 4 土壤电阻率对杆塔接地网冲击特性的影响 Table 4 Influence of soil resistivity on impact properties of tower grounding network |
从表 4的对比中可以得到，接地材料的冲击接地阻抗之间存在如下关系：钢＞铜包钢＞铜＞石墨复合接地材料，且随着土壤电阻率的增大，石墨复合接地材料的优势越发明显.在低土壤电阻率下，周围土壤对接地材料的散流阻碍较弱，接地材料将在注流点处就近散流，这使得3种接地材料在低土壤电阻率时的有效长度较短，冲击接地阻抗差异性较小.随着土壤电阻率的增大，相对于电阻率高达几万倍于自己的土壤，接地材料电阻率越低, 磁导率越低，接地材料的散流能力就越强，表征为接地材料的有效散流长度就越长，导体的利用率越高，冲击接地电阻也就越小.
2.1.2 杆塔接地网面积对冲击接地阻抗及冲击系数的影响选取不同面积的输电线路杆塔接地网，分别针对几种接地材料进行计算分析，得到接地网面积的变化对输电线路杆塔冲击接地阻抗的影响.分别取不同方框和射线的长度，取土壤电阻率为100 Ω·m，雷电流幅值为20 kA，计算3种材料的冲击接地阻抗，计算结果如表 5所示.
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表 5 接地网大小对冲击特性影响 Table 5 Impact of impulse properties on grounding network′s size |
从以上的对比可知，随着杆塔接地网面积的增大，3种接地材料的冲击接地阻抗均随之减小，3种接地材料的冲击接地阻抗之间存在关系：钢＞铜包钢＞铜＞石墨复合接地材料.此外，接地网的冲击接地阻抗随面积的增大下降幅度变缓，其原因是随着接地网面积的增大，在接地网远端的接地材料的散流作用降低，接地材料的有效面积趋于饱和.
2.2 接地材料LCC分析实际工程中，输电线路杆塔接地网仍多采用扁铁、圆钢、镀锌钢等易腐蚀金属材料，特别是在酸、碱、盐含量较高以及含水量较大的土质地区，一般5~7年就需要改造甚至更换杆塔接地网，全寿命周期成本大为增加[3].
铜包钢接地材料对铜覆盖层的加工工艺要求较为严格，增加了生产成本.铜包钢接地材料的价格介于镀锌钢和纯铜之间，以镀铜钢接地棒为例，每吨约2万元[7].另外，铜材作为接地体，会加速接地体周围其它材质金属管道的腐蚀，因此其在地下多金属管道的城区的使用具有局限性[1, 5].
面向实际工程应用的柔性石墨接地材料具有可控的生产成本、流程化的生产工艺等优点，适合大批量生产和推广应用.据统计，世界石墨储量为7 100万吨，中国石墨储量为5 500万吨，占世界的77%.中国石墨生产厂家众多，年产量80万吨以上，广泛充足的原材料供应使得新型石墨复合接地体的原材料成本可控[9].另外，石墨复合接地材料生产工艺简单，适合批量生产，进一步降低了生产成本.
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表 6 几种材料的综合LCC分析 Table 6 Synthetic LCC analysis of several kinds of materials |
总体来说，钢、镀锌钢等易腐蚀金属材料虽成本低，但使用寿命短且后期维护改造麻烦，耐蚀性金属铜、铜包钢虽寿命长，省去了接地网改造的费用，但一次性投资成本过高，且铜是重金属，可能引起土壤污染问题.此外，金属接地材料在杆塔接地网使用中还存在着施工难度大、与土壤贴合度不高、易偷盗损坏等问题，且冶炼金属材料对大气环境造成一定污染.石墨复合接地材料拥有良好的电磁特性和力学特性，其耐腐蚀性优于钢、铜等金属接地材料，成本低廉，寿命长久，且省去了后期的维护改造费用，采用新型接地材料对输电线路接地网进行改造具有实际工程意义.
3 结论1) 新型石墨接地材料拥有良好的电磁特性，其耐腐蚀性能优于钢、铜等金属接地材料，能够满足实际工程应用需求.
2) 新型石墨接地体冲击接地性能优越，能够承受多次雷电流冲击，具有良好的动热稳定性.
3) 新型石墨接地体价格低廉，使用寿命长，基本不需后期维护改造，能大幅降低输电线路接地工程成本.
4) 鉴于柔性石墨接地材料的优越性能，在今后的实际杆塔接地材料选择当中可以充分考虑应用这一优良接地材料.
5) 对于柔性石墨接地材料的火花效应和冲击接地性能方面在今后可以有进一步研究.
| [1] |
周佩朋, 王森, 李志忠, 等. 耐蚀性金属接地材料研究综述[J]. 电力建设, 2010, 31(8): 50–54.
ZHOU Peipeng, WANG Sen, LI Zhizhong, et al. Review of corrosion resistant metals for grounding[J]. Electric Power Construction, 2010, 31(8): 50–54. |
| [2] |
许崇武, 胡学文. 接地网防蚀金属材料性能试验研究[J]. 电网技术, 2003, 27(8): 77–79.
XU Chongwu, HU Xuewen. Investigation of anti-corrosive metallic material for earthing grid[J]. Power System Technology, 2003, 27(8): 77–79. |
| [3] |
朱敏, 杜翠薇, 李晓刚, 等. 纯Cu和铜包钢在大港土壤环境中的腐蚀行为研究[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2013, 33(6): 496–500.
ZHU Min, DU Cuiwei, LI Xiaogang, et al. Corrosion behavior of pure copper and copper-clad steels in soil at Dagang district[J]. Journal of Chinese Society for Corrosion and Protection, 2013, 33(6): 496–500. |
| [4] | 国家环境保护局. GB 15618—1995土壤环境质量标准[S]. 北京: 中国环境科学出版社, 1995. |
| [5] | GERIA. Non-linear behavior of ground electrodes under lightning surge currents: computer modeling and experimental results[J]. IEEE Transactions on Magnetics, 1992, 28(2): 1442–1445. DOI: 10.1109/20.123966 |
| [6] | NARITA T, YAMADA T, MOCHIZUKIA, et al. Observation of current wave shapes of lightning strokes on transmission towers[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2000, 15(1): 429–435. DOI: 10.1109/61.847285 |
| [7] |
文习山, 宋周, 谭波, 等. 铜覆钢接地导体的电气性能[J]. 高电压技术, 2015, 41(2): 608–614.
WEN Xishan, SONG Zhou, TAN Bo, et al. Electrical properties of copper-clad steel grounding conductors[J]. High Voltage Engineering, 2015, 41(2): 608–614. |
| [8] |
张波, 何金良, 曾嵘. 电力系统接地技术现状及展望[J]. 高电压技术, 2015, 41(8): 2569–2582.
ZHANG Bo, HE Jinliang, ZENG Rong. State of art and prospect of grounding technology in power system[J]. High Voltage Engineering, 2015, 41(8): 2569–2582. |
| [9] | LI Jingli, TAO Yuan, QING Yang, et al. Numerical and experimental investigation of grounding electrode impulse-current dispersal regularity considering the transient ionization phenomenon[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2011, 26(4): 2647–2657. DOI: 10.1109/TPWRD.2011.2158860 |
| [10] |
胡元潮, 阮江军, 龚若涵, 等. 柔性石墨复合接地材料及其在输电线路杆塔接地网中的应用[J]. 电网技术, 2014, 38(10): 2851–2857.
HU Yuanchao, RUAN Jiangjun, GONG Ruohan, et al. Flexible graphite composite electrical grounding material and its application in tower grounding grid of power transmission system[J]. Power System Technology, 2014, 38(10): 2851–2857. |
| [11] | ANSI/IEEE Std 80-2000.IEEE guide for safety in AC substation grounding[S].New York: The Institute of Electrical and Electronics Engineers, Inc. USA, 2000. |
| [12] | British Standards Institution.Code of practice for earthing[S].London: United Kingdom Accreditation Service, British, 1998. |
| [13] | Canadian Standards Association. UL467 Standard for Grounding and Bonding Equipment[S].Vancouver: Underwriters Laboratories, Canada, 2007. |
| [14] | 柯伟. 中国腐蚀调查报告[M]. 北京: 化学工业出版社, 2003. |
| [15] | NIXON K J, JANDRELL I R, PHILLIPS A J. A simplified model of the lightning performance of a driven rod earth electrode in multi-layer soil that includes the effect of soil ionization[C]//41st IAS Annual Meeting, IEEE, Tampa, Florida, 2006:1821-1825. http://ieeexplore.ieee.org/xpls/abs_all.jsp?arnumber=4025471 |
| [16] | 胡元潮. 柔性石墨复合接地材料及其工程应用研究[D]. 武汉: 武汉大学, 2014. |
| [17] |
张敏, 曹晓斌, 李瑞芳, 等. 输电线路杆塔接地极冲击接地电阻特性分析[J]. 电磁避雷器, 2012(4): 5–9.
ZHANG Min, CAO Xiaobin, LI Ruifang, et al. Analysis on impulse grounding resistance characteristics of transmission line tower grounding electrode[J]. Insulators and Surge Arresters, 2012(4): 5–9. |
| [18] | 王锡春, 徐小洪. 涂装技术[M]. 北京: 化学工业出版社, 1988. |
| [19] | 满超楠. 接地材料和防腐降阻材料的性能研究及其优化选择[D]. 长沙: 长沙理工大学, 2013: 21-40. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10536-1013303038.htm |
| [20] | OTERO A F, CIDRAS J, Del ALAMO J L. Frequency-dependent grounding system calculation by means of a conventional nodal analysis technique[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 1999, 14(3): 873–878. DOI: 10.1109/61.772327 |
| [21] | KOCH G H, BRONGERS M P H, THOMPSON N G, et al. Corrosion costs and preventive strategies in the United States[J]. Journal of Endocrinology, 2002, 122(1): 23–31. |