高壓直流輸電系統接地極對西氣東輸管道的影響

孫建桄,曹國飛,韓昌柴,李英義,葛彩剛,王磊磊,路民旭

(1. 中石油東部管道有限公司，上海 200122； 2. 北京安科管道工程科技有限公司，北京 100083；3. 北京科技大學，北京 100083)

應用技術

高壓直流輸電系統接地極對西氣東輸管道的影響

孫建桄1,曹國飛1,韓昌柴1,李英義1,葛彩剛2,王磊磊1,路民旭3

(1. 中石油東部管道有限公司，上海 200122； 2. 北京安科管道工程科技有限公司，北京 100083；3. 北京科技大學，北京 100083)

測試了翁源高壓直流輸電接地極采用單極大地回路方式運行時，對西氣東輸二線天然氣管道的影響，分析了高壓直流輸電系統中入地電流與管道干擾電位的關系。結果表明：在翁源接地極入地電流為1 200 A時，管道的干擾電位能達到100 V，靠近接地極段管道的電位干擾程度大于遠離接地極段管道的，靠近和遠離接地極段管道的電位偏移方向相反；站場、閥室接地網與管道直接跨接作為緩解措施，能有效降低跨接位置的管道電位偏移量，降低跨接處的管道風險，但會增大管道中的雜散電流，造成其他管道位置干擾的增加，提高了其他管道位置的風險。因此，采用接地網作為高壓直流輸電系統接地極干擾的緩解措施，需要進行合理的選點和有效的測試與優化。

高壓直流輸電系統；雜散電流；天然氣管道；接地極；管道電位

隨著我國經濟的迅猛增長，電力系統輸送容量不斷增大，且大型發電站遠離城市，需要經過長距離輸送才能將電力能源輸送到電力負荷中心[1]。與高壓交流相較，輸送相同功率時，高壓直流輸電線路的造價低、線路損耗小，因此近年來高壓/特高壓直流輸電系統快速發展。

接地極是直流輸電工程中的重要設施，它在單極大地回路和雙極運行方式中分別擔負著引入地電流和不平衡電流的重任[2]。在直流輸電線路中，采用單極大地回路運行方式時，泄放入大地中的電流有數千安培；采用雙極運行方式時，通過接地極泄入大地中的不平衡電流小于額定電流的1%，電流相對較小。直流輸電線路中大地回路電流或不平衡電流通過直流接地極泄入大地，這會使附近土壤的地電位發生變化，接地極電流引起的地電位升會使接地極周圍各點間產生電位差。這一電位差會在埋入地中的金屬構件中產生電流，從而導致地下和地面金屬構件產生腐蝕，對于距接地極較近且長度較大的金屬構件，產生的腐蝕影響更為明顯[3]。

本工作在翁源接地極單極大地回路運行方式下，研究了接地極泄放入電流至大地時，對西氣東輸天然氣管道影響的規律，分析了接地極入地電流大小與管道電位、管中電流的關系，得到站場、閥室接地網與管道跨接對干擾的緩解規律。

1 管道和接地極工程簡介

1.1 管道位置及參數

以西氣東輸西二線韶關站至廣州站段管道為測試對象，在韶關站和廣州站的測試管段內均設置了干線絕緣接頭，韶關站為中間站，廣州站為終點站。管道的設計壓力為10 MPa，管徑為1 219 mm，采用X80高強度管線鋼，壁厚分別為15.3，18.4，22.0，27.5 mm，測試管段總長約185 km，管段內含有兩個站場(韶關站，廣州站)和8個閥室(153號～160號)。管道采用了3PE防腐蝕層和強制電流陰極保護方式，共設置了兩座線路陰保站(154號閥室和158號閥室)。線路上共有24個交流干擾防護點，交流干擾防護措施采用的是固態去耦合器加裸銅線排流地床的方式。

1.2 接地極位置及參數

翁源接地極位于韶關市翁源縣壩仔鎮新村，采用淺埋雙環型設計，由非同心布置的內外二環組成。其外環近似為橢圓形，極長4 475 m，分為兩段；內環為直徑500 m的圓環，極長1 571 m。接地極埋設時，極體中心距地面4 m，局部區域增加埋深或采用特殊布置。接地極極體以直徑70 mm，長6 m的圓鋼為金屬電極，金屬電極間隔0.5 m，在金屬電極外包裹石油焦炭作為活性材料。外環的焦炭截面尺寸為1 m×1 m，內環的焦炭截面尺寸為0.8 m×0.8 m。該接地極屬于溪洛渡右岸送電廣東直流輸電工程，輸電線路采用2回、±500 kV直流同塔并架輸電方式，輸電總容量的單回容量320萬kW，雙回共計640萬kW，單回額定電流3 200 A，故障狀態下最大入地電流6 400 A。

1.3 管道和接地極相對位置關系

翁源接地極中心距離西氣東輸西二線管道的垂直距離約為7 km，距離154號閥室13.7 km，距離155號閥室15.2 km。

2 管道模式介紹

管道模式有3種，分別為“全絕緣”模式、“全跨接”模式、“遠端跨接”模式。全絕緣模式為管道平常的運行模式，指測試段管道與閥室的接地網、韶關站干線和廣州站進站絕緣接頭都保持電絕緣狀態，如圖1所示；全跨接模式是指將測試段內管道與閥室的接地網進行電連接，韶關站干線絕緣接頭和廣州站進站絕緣接頭跨接，讓干線管道與韶關站和廣州站的站內接地網電連接，同時韶關站的管道上下游電連接，如圖2所示；遠端跨接模式是指靠近翁源接地極的4個閥室(154號～157號)的接地網與管道電絕緣，遠離接地極的4個閥室(153號，158號～160號)的接地網和管道電連接，韶關站和廣州站的絕緣接頭跨接，如圖3所示。在管道處于不同模式時，測試翁源接地極單極大地回路運行對管道的影響。

圖1 管道全絕緣模式示意圖Fig. 1 Sketch map of fully insulated mode for pipeline

圖2 管道全跨接模式示意圖Fig. 2 Sketch map of full jumper mode for pipeline

圖3 管道遠端跨接模式示意圖Fig. 3 Sketch map of distal jumper mode for pipeline

3 接地極單極大地回路對管道電位的影響

接地極單極大地回路運行方式主要出現在以下幾種情況：(1) 高壓直流輸電系統投產初期的調試階段；(2) 運行期間進行系統的設備或者線路檢修過程；(3) 輸電系統的線路出現故障時。采用單極大地回路運行方式時，利用一根或兩根導線和大地構成直流側的單極回路，兩端換流站均需接地，大地作為一根導線，通過接地極的入地電流即為直流輸電系統的運行電流，如圖4所示。

圖4 高壓直流輸電系統單極大地回路運行電路圖Fig. 4 Circuit diagram of the HVDC system single pole earth circuit

圖5 接地極陰極放電示意圖Fig. 5 Diagram of grounding cathode discharge

接地極陰極放電時，靠近接地極的管道流出電流，遠離接地極的管道流入電流，如圖5所示。在翁源接地極陰極放電電流為1 200A情況下，測試了閥室位置、進出站絕緣接頭外側、線路上測試樁位置管道電位的情況，管中雜散電流的大小，閥室和站場的接地網跨接通過的電流大小。

3.1 接地極陰極放電對管道電位的影響

3.1.1 閥室和站場外側的管道電位

接地極陰極放電時在各閥室和兩個站場絕緣接頭外側測得管道電位如表1所示。

表1 接地極陰極放電在閥室和站場絕緣接頭外側測得的管道電位

在全絕緣模式下，3個閥室(154#、155#和156#)位置的管道電位正向偏移(無陰極放電情況下,154#、155#和156#閥室位置的管道電位分別為-1.5，-1.7，-1.2 V)，在離接地極最近的兩個閥室(154#和155#)位置的管道電位分別正向偏移至39.0 V和36.0 V，均超過了人體的安全直流電壓35 V。在遠離接地極的幾個閥室位置和兩個站場絕緣接頭外側，管道電位發生了負向偏移，其中廣州站絕緣接頭外側的管道電位為-38.4 V，超過了人體的安全直流電壓35 V。

將閥室和站場的接地網與管道電連接，即管道處于全跨接模式。在全跨接模式下，閥室與站場外側的管道電位均比全絕緣模式下相應的管道電位明顯下降，且管道電位遠小于人體的安全直流電壓35 V，在靠近接地極的4個閥室(154#～157#)位置，管道流出電流，管道電位往正方向偏移。

將靠近接地極的4個閥室(154#～157#)的接地網與管道的電連接斷開，即管道處于“遠端跨接”模式。在遠端跨接模式下，遠離接地極的閥室位置和站場外側的管道電位比全絕緣模式下相應的管道電位有明顯的下降，管道電位遠小于人體的安全直流電壓35 V，但是未跨接的4個閥室位置的管道電位正向偏移量較全絕緣模式時增大，靠近接地極最近的兩個閥室(154#和155#)位置的管道電位高于人體的安全直流電壓35 V。

3.1.2 測試樁位置的管道電位

由表2可見：當管道處于全絕緣模式時，在離翁源接地極最近的測試樁測得的管道電位正向偏移至87.8 V；在154#和155#閥室附近測試樁測得的管地電位正向偏移至40 V以上，均高于人體的安全直流電壓35 V；遠離接地極位置的管道電位均負向偏移，但是管道電位的絕對值未超過35 V。與全絕緣模式相比，管道處于全跨接模式時，靠近接地極位置的管道電位正向偏移量增加；遠離接地極位置的管道電位負向偏移量降低。較全絕緣和全跨接模式下，在遠端跨接模式下，靠近接地極位置管道電位正向偏移量增加，遠離接地極位置的管道電位負向偏移量降低。

表2 接地極陰極放電時在測試樁測得的管道電位

3.2 接地極陰極放電對電流的影響

3.2.1 站場和閥室接地網跨接流經的電流

翁源接地極陰極放電電流為1 200 A時，管道處于全跨接和遠端跨接模式下，靠近接地極位置的閥室(154#～157#)接地網流出電流；遠離接地極位置的閥室和站場接地網流入電流。由表3可見：靠近接地極位置的閥室接地網流出的電流較大，154#和155#閥室流出的電流分別為13.4，12.8 A；在電流流入與流出分界點前后，閥室接地網流經的電流都較小；在遠離接地極位置，站場接地網的流入電流遠大于閥室接地網流入的電流。

對比全跨接模式和遠端跨接模式下，遠端跨接模式下遠離接地網位置的閥室和站場接地網流入的電流略小于全跨接模式下相應的電流。

表3 站場和閥室接地網流經的電流

3.2.2 管中電流

管中電流的測試位置選在接地極放電時電流流入流出的分界點附近。兩個分界點分別在153#與154#閥室中間和157#與158#閥室中間，故測試點選在153#閥室下游4 km和157#閥室下游6 km位置處。

管中電流的測試采用GB/T 21246-2007《埋地鋼質管道陰極保護參數測量方法》標準中規定的電壓差法進行。根據圖6中的方式進行接線，然后測兩個測試樁之間的電位差，并根據式(1)計算管中電流。

(1)

式中：I為管中電流，A；Vab為a、b兩點間的電位差，V;D為管道外徑，mm；δ為管道壁厚，mm；ρ為管材電阻率，Ω·mm2/m；Lab為a、b兩點間的管道長度，m。

圖6 管中電流測試示意圖Fig. 6 Schematic diagram for pipeline current test

由表4管中電流測試結果可見，翁源接地極放電電流為1 200 A時，全絕緣模式下，管道中的總電流達到172 A，在153#與154#閥室中間的管中電流為99 A，157#與158#閥室中間的管中電流為73 A；在遠端跨接模式下，管道中的總電流為239A，管道中的電流增加了67 A；全跨接模式下，管道中的總電流為273 A，與全絕緣模式相比，管道中的電流增加了105 A。

表4 管中電流測試結果

3.3 討論

翁源接地極陰極放電電流為1 200 A時，靠近接地極的管道電位往正方向偏移，電流流出管道，遠離接地極的管道電位往負方向偏移，電流流入管道。在全絕緣和遠端跨接模式下，靠近接地極電流流入并通過管道表面，包括管道上的破損點、交流排流地床(固態去耦合器)或者穿跨越段位置埋設的犧牲陽極等；在全跨接模式下，靠近接地極管道內的電流還可以通過閥室跨接的接地網流出。在遠端跨接和全跨接模式下，電流通過閥室和站場跨接的接地網流入遠離接地極的管道。

圖7 全絕緣模式下管道電流流入流出示意圖Fig. 7 Schematic diagram of inflow and outflow for pipeline current in fully insulated mode

圖8 全跨接模式下管道電流流入流出示意圖Fig. 8 Schematic diagram of inflow and outflow for pipeline current in full jumper mode

在全絕緣模式下，管中電流為172 A，表明從靠近接地極的管道表面流出的電流為172 A，而從遠離接地極的管道表面流入的電流分別為99 A和73 A，如圖7所示。在全跨接模式下，管中電流為273 A，從靠近接地極的幾個閥室接地網流出的總電流為31.2 A，從管道表面流出的電流為238.8 A，從遠離接地極的管道表面流入的電流分別為91.7，50.9 A，從遠離接地極的幾個閥室接地網流入的總電流分別為72.3 A和62.1 A，如圖8所示。與全絕緣模式相比較，全跨接模式下管道表面流出的電流增加了66.8 A，從遠離接地極的管道表面流入的電流減小，這與兩種模式切換時管道電位偏移量的變化趨勢一致，也表明管道表面的電流流入流出量決定了管道電位偏移量。在遠端跨接模式下，靠近接地極位置閥室的接地網未與管道跨接，而遠離接地極的閥室和站場的接地網與管道跨接，因此在靠近接地極位置的管道電位正向偏移量大于全絕緣和全跨接模式下的。管中電流的測試結果顯示，管道與接地網跨接后，管道中的雜散電流增加，主要由于跨接后，管道整體的接地電阻下降，因此在外界環境相同的情況下，翁源接地極放電時，管道整體吸收的雜散電流增加。

對比三種管道模式的測試結果，在管道處于遠端跨接和全跨模式下，管道兩端站場的接地網接地電阻較小，與管道跨接之后，明顯降低了跨接處管道電位的偏移量，但使得管道兩端流入的雜散電流總量增大，造成靠近接地極段管道流出的雜散電流增大，因此靠近接地極段這兩種模式的管道電位正向偏移量大于全絕緣模式。而在全跨接模式下，雖然靠近接地極段閥室也進行了跨接，但是閥室接地網的接地電阻較大(大于站場接地網)，閥室接地網流出的電流有限，因遠端站場跨接增加的雜散電流無法完全通過閥室接地網流出，因此在全跨接模式下靠近接地極段管道的電位正向偏移量仍大于全絕緣模式下的。全跨接模式下，靠近接地極的閥室接地網與管道跨接之后，也進一步降低管道的接地電阻，管道流出的雜散電流總量較遠端跨接模式下的有所增大，因此在遠離接地極段管道流入的雜散電流較遠端跨接模式下的增加，使得全跨接模式下，遠離接地極段管道的電位偏移量和站場跨接通過的電流較遠端跨接模式下的大。

整體分析結果表明:接地網與管道跨接，能降低有效降低跨接點位置的管道電位偏移量，降低此處管道的風險;但同時增加了管道中的雜散電流，增加其他管道位置的電位偏移量，提高了其他管道位置的風險。因此在受高壓直流輸電系統接地極干擾下的管道，接地網不能隨意的與管道進行跨接，需要在測試并對接地網進行優化分配后，使得接地網既能降低跨接位置管道電位偏移量，又不會提高其他位置管道電位偏移量情況下，才能采用接地網與管道跨接來降低高壓直流輸電系統接地極對管道的干擾影響。

4 結論

(1) 翁源接地極單極大地回路陰極運行1 200 A電流時，西氣東輸二線管道的電位正向偏移量能達到100.2 V，電位的負向偏移量能達到-38.4 V，均高于人體的安全電壓35 V，因此翁源接地極單極大地回路運行，提高了西氣東輸二線管道的腐蝕風險和人員設備的安全的風險。

(2) 線路的閥室或者站場的接地網與管道直接跨接后，能降低跨接點位置的管道電位偏移量，但是同時增加了管道中的雜散電流，會提高其他位置管道電位的偏移量，提高管道存在的風險。

(3) 通過對比不同管道模式可知，在全絕緣模式下，管道中的雜散電流最小，但是遠離接地極管道的電位干擾水平較其他兩種模式下的高；在遠端跨接模式下，遠離接地極管道的電位干擾水平顯著降低，但是管道中雜散電流增大，靠近接地極管道的電位干擾水平提高，其電位干擾水平高于其他兩種模式下的；在全跨接模式下，遠離接地極管道的電位干擾水平降低，同時管道中的雜散電流增大，靠近接地極管道的電位干擾水平提高，其干擾水平高于全絕緣模式下的。以上結果表明，目前沒有哪種管道模式能達到最好的緩解效果，需要進一步調整和增加干擾緩解措施。

[1] 李文文，劉超，鄒軍，等. 高壓/特高壓直流輸電線路對鄰近金屬管道危險影響暫態分析[C]//中國電機工程學會電磁干擾專業委員會第十二屆學術會議論文集. 武漢：中國電機工程學會電磁干擾專業委員會，2012:171-176.

[2] 陸家榆，鞠勇，薛辰東，等. 直流接地極測試方法研究[C]//中國電機工程學會電磁干擾專業委員會第九屆學術會議論文集. 北京：中國電機工程學會電磁干擾專業委員會，2004：140-146.

[3] 胡毅. 直流接地極電流對輸電線路接地構件的腐蝕影響研究[J]. 中國電力，2000，33(1)：59-61.

Influence of HVDC Transmission System Ground Electrod on West-East Gas Pipeline

SUN Jianguang1, CAO Guofei1, HAN Changchai1, LI Yingyi1, GE Caigang2,WANG Leilei1, LU Minxu

(1. China Petro Eastern Pipeline Co., Ltd., Shanghai 200122, China； 2. BeiJing Safetech Pipeline Co., Ltd.,Beijing 100083, China; 3. University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China)

This study is targeted to investigate the electrical interference of monopolar ground return operation of high-voltage direct current (HVDC) ground electrode in Wengyuan on West-East Phase II gas transmission pipelines. The relationship between the injection current from HVDC ground electrode and the interference potentials on the pipeline was comprehensively analyzed. The results show that at the injection current of 1 200 A, the interference potential on the pipeline reached up to 100 V, and the interference potential shifts were towards opposite direction at the far end (section distant from the ground electrode) and the near end (section close to the ground electrode) of the pipeline, with higher interference severity at the near end than at the far end. The mitigation measures of directly bonding the station and valve chamber grounding system with the pipeline was capable of effectively decreasing the pipeline potential shift at the bonding locations so as to reduce the risk, but meanwhile, increasing the stray current in the pipe at other locations with the interference severity deteriorated accordingly. Therefore, if the station grounding systems are to be used for HVDC interference mitigation, it is strongly recommended that bond sites be properly selected and effectively optimized.

high-voltage direct current (HVDC); stray current; natural gas pipeline; earth electrode; pipeline potential

10.11973/fsyfh-201708012

2015-12-25

孫建桄(1964-)，高級工程師，本科，主要從事油氣儲運方向工作，029-50953699，sunjiangguang@petrochina.com.cn

TG174

B

1005-748X(2017)08-0631-06