孙建桄,曹国飞,韩昌柴,李英义,葛彩刚,王磊磊,路民旭

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

应用技术

高压直流输电系统接地极对西气东输管道的影响

孙建桄1,曹国飞1,韩昌柴1,李英义1,葛彩刚2,王磊磊1,路民旭3

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

测试了翁源高压直流输电接地极采用单极大地回路方式运行时，对西气东输二线天然气管道的影响，分析了高压直流输电系统中入地电流与管道干扰电位的关系。结果表明：在翁源接地极入地电流为1 200 A时，管道的干扰电位能达到100 V，靠近接地极段管道的电位干扰程度大于远离接地极段管道的，靠近和远离接地极段管道的电位偏移方向相反；站场、阀室接地网与管道直接跨接作为缓解措施，能有效降低跨接位置的管道电位偏移量，降低跨接处的管道风险，但会增大管道中的杂散电流，造成其他管道位置干扰的增加，提高了其他管道位置的风险。因此，采用接地网作为高压直流输电系统接地极干扰的缓解措施，需要进行合理的选点和有效的测试与优化。

高压直流输电系统；杂散电流；天然气管道；接地极；管道电位

随着我国经济的迅猛增长，电力系统输送容量不断增大，且大型发电站远离城市，需要经过长距离输送才能将电力能源输送到电力负荷中心[1]。与高压交流相较，输送相同功率时，高压直流输电线路的造价低、线路损耗小，因此近年来高压/特高压直流输电系统快速发展。

接地极是直流输电工程中的重要设施，它在单极大地回路和双极运行方式中分别担负着引入地电流和不平衡电流的重任[2]。在直流输电线路中，采用单极大地回路运行方式时，泄放入大地中的电流有数千安培；采用双极运行方式时，通过接地极泄入大地中的不平衡电流小于额定电流的1%，电流相对较小。直流输电线路中大地回路电流或不平衡电流通过直流接地极泄入大地，这会使附近土壤的地电位发生变化，接地极电流引起的地电位升会使接地极周围各点间产生电位差。这一电位差会在埋入地中的金属构件中产生电流，从而导致地下和地面金属构件产生腐蚀，对于距接地极较近且长度较大的金属构件，产生的腐蚀影响更为明显[3]。

本工作在翁源接地极单极大地回路运行方式下，研究了接地极泄放入电流至大地时，对西气东输天然气管道影响的规律，分析了接地极入地电流大小与管道电位、管中电流的关系，得到站场、阀室接地网与管道跨接对干扰的缓解规律。

1 管道和接地极工程简介

1.1 管道位置及参数

以西气东输西二线韶关站至广州站段管道为测试对象，在韶关站和广州站的测试管段内均设置了干线绝缘接头，韶关站为中间站，广州站为终点站。管道的设计压力为10 MPa，管径为1 219 mm，采用X80高强度管线钢，壁厚分别为15.3，18.4，22.0，27.5 mm，测试管段总长约185 km，管段内含有两个站场(韶关站，广州站)和8个阀室(153号～160号)。管道采用了3PE防腐蚀层和强制电流阴极保护方式，共设置了两座线路阴保站(154号阀室和158号阀室)。线路上共有24个交流干扰防护点，交流干扰防护措施采用的是固态去耦合器加裸铜线排流地床的方式。

1.2 接地极位置及参数

翁源接地极位于韶关市翁源县坝仔镇新村，采用浅埋双环型设计，由非同心布置的内外二环组成。其外环近似为椭圆形，极长4 475 m，分为两段；内环为直径500 m的圆环，极长1 571 m。接地极埋设时，极体中心距地面4 m，局部区域增加埋深或采用特殊布置。接地极极体以直径70 mm，长6 m的圆钢为金属电极，金属电极间隔0.5 m，在金属电极外包裹石油焦炭作为活性材料。外环的焦炭截面尺寸为1 m×1 m，内环的焦炭截面尺寸为0.8 m×0.8 m。该接地极属于溪洛渡右岸送电广东直流输电工程，输电线路采用2回、±500 kV直流同塔并架输电方式，输电总容量的单回容量320万kW，双回共计640万kW，单回额定电流3 200 A，故障状态下最大入地电流6 400 A。

1.3 管道和接地极相对位置关系

翁源接地极中心距离西气东输西二线管道的垂直距离约为7 km，距离154号阀室13.7 km，距离155号阀室15.2 km。

2 管道模式介绍

管道模式有3种，分别为“全绝缘”模式、“全跨接”模式、“远端跨接”模式。全绝缘模式为管道平常的运行模式，指测试段管道与阀室的接地网、韶关站干线和广州站进站绝缘接头都保持电绝缘状态，如图1所示；全跨接模式是指将测试段内管道与阀室的接地网进行电连接，韶关站干线绝缘接头和广州站进站绝缘接头跨接，让干线管道与韶关站和广州站的站内接地网电连接，同时韶关站的管道上下游电连接，如图2所示；远端跨接模式是指靠近翁源接地极的4个阀室(154号～157号)的接地网与管道电绝缘，远离接地极的4个阀室(153号，158号～160号)的接地网和管道电连接，韶关站和广州站的绝缘接头跨接，如图3所示。在管道处于不同模式时，测试翁源接地极单极大地回路运行对管道的影响。

图1 管道全绝缘模式示意图Fig. 1 Sketch map of fully insulated mode for pipeline

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

图3 管道远端跨接模式示意图Fig. 3 Sketch map of distal jumper mode for pipeline

3 接地极单极大地回路对管道电位的影响

接地极单极大地回路运行方式主要出现在以下几种情况：(1) 高压直流输电系统投产初期的调试阶段；(2) 运行期间进行系统的设备或者线路检修过程；(3) 输电系统的线路出现故障时。采用单极大地回路运行方式时，利用一根或两根导线和大地构成直流侧的单极回路，两端换流站均需接地，大地作为一根导线，通过接地极的入地电流即为直流输电系统的运行电流，如图4所示。

图4 高压直流输电系统单极大地回路运行电路图Fig. 4 Circuit diagram of the HVDC system single pole earth circuit

图5 接地极阴极放电示意图Fig. 5 Diagram of grounding cathode discharge

接地极阴极放电时，靠近接地极的管道流出电流，远离接地极的管道流入电流，如图5所示。在翁源接地极阴极放电电流为1 200A情况下，测试了阀室位置、进出站绝缘接头外侧、线路上测试桩位置管道电位的情况，管中杂散电流的大小，阀室和站场的接地网跨接通过的电流大小。

3.1 接地极阴极放电对管道电位的影响

3.1.1 阀室和站场外侧的管道电位

接地极阴极放电时在各阀室和两个站场绝缘接头外侧测得管道电位如表1所示。

表1 接地极阴极放电在阀室和站场绝缘接头外侧测得的管道电位

在全绝缘模式下，3个阀室(154#、155#和156#)位置的管道电位正向偏移(无阴极放电情况下,154#、155#和156#阀室位置的管道电位分别为-1.5，-1.7，-1.2 V)，在离接地极最近的两个阀室(154#和155#)位置的管道电位分别正向偏移至39.0 V和36.0 V，均超过了人体的安全直流电压35 V。在远离接地极的几个阀室位置和两个站场绝缘接头外侧，管道电位发生了负向偏移，其中广州站绝缘接头外侧的管道电位为-38.4 V，超过了人体的安全直流电压35 V。

将阀室和站场的接地网与管道电连接，即管道处于全跨接模式。在全跨接模式下，阀室与站场外侧的管道电位均比全绝缘模式下相应的管道电位明显下降，且管道电位远小于人体的安全直流电压35 V，在靠近接地极的4个阀室(154#～157#)位置，管道流出电流，管道电位往正方向偏移。

将靠近接地极的4个阀室(154#～157#)的接地网与管道的电连接断开，即管道处于“远端跨接”模式。在远端跨接模式下，远离接地极的阀室位置和站场外侧的管道电位比全绝缘模式下相应的管道电位有明显的下降，管道电位远小于人体的安全直流电压35 V，但是未跨接的4个阀室位置的管道电位正向偏移量较全绝缘模式时增大，靠近接地极最近的两个阀室(154#和155#)位置的管道电位高于人体的安全直流电压35 V。

3.1.2 测试桩位置的管道电位

由表2可见：当管道处于全绝缘模式时，在离翁源接地极最近的测试桩测得的管道电位正向偏移至87.8 V；在154#和155#阀室附近测试桩测得的管地电位正向偏移至40 V以上，均高于人体的安全直流电压35 V；远离接地极位置的管道电位均负向偏移，但是管道电位的绝对值未超过35 V。与全绝缘模式相比，管道处于全跨接模式时，靠近接地极位置的管道电位正向偏移量增加；远离接地极位置的管道电位负向偏移量降低。较全绝缘和全跨接模式下，在远端跨接模式下，靠近接地极位置管道电位正向偏移量增加，远离接地极位置的管道电位负向偏移量降低。

表2 接地极阴极放电时在测试桩测得的管道电位

3.2 接地极阴极放电对电流的影响

3.2.1 站场和阀室接地网跨接流经的电流

翁源接地极阴极放电电流为1 200 A时，管道处于全跨接和远端跨接模式下，靠近接地极位置的阀室(154#～157#)接地网流出电流；远离接地极位置的阀室和站场接地网流入电流。由表3可见：靠近接地极位置的阀室接地网流出的电流较大，154#和155#阀室流出的电流分别为13.4，12.8 A；在电流流入与流出分界点前后，阀室接地网流经的电流都较小；在远离接地极位置，站场接地网的流入电流远大于阀室接地网流入的电流。

对比全跨接模式和远端跨接模式下，远端跨接模式下远离接地网位置的阀室和站场接地网流入的电流略小于全跨接模式下相应的电流。

表3 站场和阀室接地网流经的电流

3.2.2 管中电流

管中电流的测试位置选在接地极放电时电流流入流出的分界点附近。两个分界点分别在153#与154#阀室中间和157#与158#阀室中间，故测试点选在153#阀室下游4 km和157#阀室下游6 km位置处。

管中电流的测试采用GB/T 21246-2007《埋地钢质管道阴极保护参数测量方法》标准中规定的电压差法进行。根据图6中的方式进行接线，然后测两个测试桩之间的电位差，并根据式(1)计算管中电流。

(1)

式中：I为管中电流，A；Vab为a、b两点间的电位差，V;D为管道外径，mm；δ为管道壁厚，mm；ρ为管材电阻率，Ω·mm2/m；Lab为a、b两点间的管道长度，m。

图6 管中电流测试示意图Fig. 6 Schematic diagram for pipeline current test

由表4管中电流测试结果可见，翁源接地极放电电流为1 200 A时，全绝缘模式下，管道中的总电流达到172 A，在153#与154#阀室中间的管中电流为99 A，157#与158#阀室中间的管中电流为73 A；在远端跨接模式下，管道中的总电流为239A，管道中的电流增加了67 A；全跨接模式下，管道中的总电流为273 A，与全绝缘模式相比，管道中的电流增加了105 A。

表4 管中电流测试结果

3.3 讨论

翁源接地极阴极放电电流为1 200 A时，靠近接地极的管道电位往正方向偏移，电流流出管道，远离接地极的管道电位往负方向偏移，电流流入管道。在全绝缘和远端跨接模式下，靠近接地极电流流入并通过管道表面，包括管道上的破损点、交流排流地床(固态去耦合器)或者穿跨越段位置埋设的牺牲阳极等；在全跨接模式下，靠近接地极管道内的电流还可以通过阀室跨接的接地网流出。在远端跨接和全跨接模式下，电流通过阀室和站场跨接的接地网流入远离接地极的管道。

图7 全绝缘模式下管道电流流入流出示意图Fig. 7 Schematic diagram of inflow and outflow for pipeline current in fully insulated mode

图8 全跨接模式下管道电流流入流出示意图Fig. 8 Schematic diagram of inflow and outflow for pipeline current in full jumper mode

在全绝缘模式下，管中电流为172 A，表明从靠近接地极的管道表面流出的电流为172 A，而从远离接地极的管道表面流入的电流分别为99 A和73 A，如图7所示。在全跨接模式下，管中电流为273 A，从靠近接地极的几个阀室接地网流出的总电流为31.2 A，从管道表面流出的电流为238.8 A，从远离接地极的管道表面流入的电流分别为91.7，50.9 A，从远离接地极的几个阀室接地网流入的总电流分别为72.3 A和62.1 A，如图8所示。与全绝缘模式相比较，全跨接模式下管道表面流出的电流增加了66.8 A，从远离接地极的管道表面流入的电流减小，这与两种模式切换时管道电位偏移量的变化趋势一致，也表明管道表面的电流流入流出量决定了管道电位偏移量。在远端跨接模式下，靠近接地极位置阀室的接地网未与管道跨接，而远离接地极的阀室和站场的接地网与管道跨接，因此在靠近接地极位置的管道电位正向偏移量大于全绝缘和全跨接模式下的。管中电流的测试结果显示，管道与接地网跨接后，管道中的杂散电流增加，主要由于跨接后，管道整体的接地电阻下降，因此在外界环境相同的情况下，翁源接地极放电时，管道整体吸收的杂散电流增加。

对比三种管道模式的测试结果，在管道处于远端跨接和全跨模式下，管道两端站场的接地网接地电阻较小，与管道跨接之后，明显降低了跨接处管道电位的偏移量，但使得管道两端流入的杂散电流总量增大，造成靠近接地极段管道流出的杂散电流增大，因此靠近接地极段这两种模式的管道电位正向偏移量大于全绝缘模式。而在全跨接模式下，虽然靠近接地极段阀室也进行了跨接，但是阀室接地网的接地电阻较大(大于站场接地网)，阀室接地网流出的电流有限，因远端站场跨接增加的杂散电流无法完全通过阀室接地网流出，因此在全跨接模式下靠近接地极段管道的电位正向偏移量仍大于全绝缘模式下的。全跨接模式下，靠近接地极的阀室接地网与管道跨接之后，也进一步降低管道的接地电阻，管道流出的杂散电流总量较远端跨接模式下的有所增大，因此在远离接地极段管道流入的杂散电流较远端跨接模式下的增加，使得全跨接模式下，远离接地极段管道的电位偏移量和站场跨接通过的电流较远端跨接模式下的大。

整体分析结果表明:接地网与管道跨接，能降低有效降低跨接点位置的管道电位偏移量，降低此处管道的风险;但同时增加了管道中的杂散电流，增加其他管道位置的电位偏移量，提高了其他管道位置的风险。因此在受高压直流输电系统接地极干扰下的管道，接地网不能随意的与管道进行跨接，需要在测试并对接地网进行优化分配后，使得接地网既能降低跨接位置管道电位偏移量，又不会提高其他位置管道电位偏移量情况下，才能采用接地网与管道跨接来降低高压直流输电系统接地极对管道的干扰影响。

4 结论

(1) 翁源接地极单极大地回路阴极运行1 200 A电流时，西气东输二线管道的电位正向偏移量能达到100.2 V，电位的负向偏移量能达到-38.4 V，均高于人体的安全电压35 V，因此翁源接地极单极大地回路运行，提高了西气东输二线管道的腐蚀风险和人员设备的安全的风险。

(2) 线路的阀室或者站场的接地网与管道直接跨接后，能降低跨接点位置的管道电位偏移量，但是同时增加了管道中的杂散电流，会提高其他位置管道电位的偏移量，提高管道存在的风险。

(3) 通过对比不同管道模式可知，在全绝缘模式下，管道中的杂散电流最小，但是远离接地极管道的电位干扰水平较其他两种模式下的高；在远端跨接模式下，远离接地极管道的电位干扰水平显著降低，但是管道中杂散电流增大，靠近接地极管道的电位干扰水平提高，其电位干扰水平高于其他两种模式下的；在全跨接模式下，远离接地极管道的电位干扰水平降低，同时管道中的杂散电流增大，靠近接地极管道的电位干扰水平提高，其干扰水平高于全绝缘模式下的。以上结果表明，目前没有哪种管道模式能达到最好的缓解效果，需要进一步调整和增加干扰缓解措施。

[1] 李文文，刘超，邹军，等. 高压/特高压直流输电线路对邻近金属管道危险影响暂态分析[C]//中国电机工程学会电磁干扰专业委员会第十二届学术会议论文集. 武汉：中国电机工程学会电磁干扰专业委员会，2012:171-176.

[2] 陆家榆，鞠勇，薛辰东，等. 直流接地极测试方法研究[C]//中国电机工程学会电磁干扰专业委员会第九届学术会议论文集. 北京：中国电机工程学会电磁干扰专业委员会，2004：140-146.

[3] 胡毅. 直流接地极电流对输电线路接地构件的腐蚀影响研究[J]. 中国电力，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

孙建桄(1964-)，高级工程师，本科，主要从事油气储运方向工作，029-50953699，sunjiangguang@petrochina.com.cn

TG174

B

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