交流雜散電流對管道交流干擾電壓的影響

鮑元飛,李自力,許 甜,王吉青

(1. 中國石油天然氣管道局，廊坊 065000； 2. 中國石油大學(華東)，青島 266580；3. 中國石油工程建設公司 華東設計分公司，青島 266071)

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交流雜散電流對管道交流干擾電壓的影響

鮑元飛1,李自力2,許 甜3,王吉青3

(1. 中國石油天然氣管道局，廊坊 065000； 2. 中國石油大學(華東)，青島 266580；3. 中國石油工程建設公司 華東設計分公司，青島 266071)

根據目前在油氣管道運行過程中日益增加的交流電氣化鐵路與埋地管道平行或交叉等情況，通過實驗室管道試驗，研究了管軌并行間距、并行長度以及交叉角度對交流干擾電壓的影響規律。結果表明，交流雜散電流干擾下管道交流干擾電壓隨并行間距和長度呈現邏輯函數變化，并隨交叉角度的增大而減小。所得規律可以對管道運行過程中雜散電流的排流進行理論指導。

交流雜散電流；管道交流干擾電壓；并行間距與長度；交叉角度

隨著電氣化鐵路與電力工業的發展，在受地形限制的“公共走廊”內，管道與電氣化鐵路呈現平行或者交叉狀態，管道受到雜散電流干擾腐蝕的危險性增加[1]。目前，控制管道腐蝕的有效措施是管道外敷設防腐層，同時對管道進行外加陰極電保護[2]。但是由于防腐蝕層針孔缺陷的存在，以及施工中不可避免的對防腐蝕層劃傷和刺傷的破壞，使管道與外界電解質環境接觸[3]。在交流雜散電流的干擾下，涂層缺陷處形成局部腐蝕，致使管道穿孔[4]。管道交流干擾電壓是交流雜散電流干擾下的管道對地交流電壓，亦稱為交流管地電位，作為管道受雜散電流干擾強弱的一項評價標準，在管道干擾腐蝕預測和排流保護方面有重要作用[5]。目前，對管道交流干擾電壓主要通過試片試驗研究，管道試驗的研究相對較少，本工作通過對Q235鋼質管道電位的研究，得到不同因素對管道交流干擾電壓變化的影響，對管道雜散電流排流具有很好的參考意義。

1 試驗

1.1 試驗裝置

試驗采用管徑為φ20 mm×2.5 mm×3.0 m、材質為Q235的鋼管，在室內隔離箱體內的埋深為0.5 m。鋼管外壁用防潮、防漏電、防腐蝕的絕緣漆粉刷，絕緣漆表干后用防水絕緣膠帶緊密纏繞。在管道兩端及0.8 m,1.5 m,2.2 m處共取五個測點。試驗中的雜散電流干擾源為恒電流輸出，并通過回流極和泄流極向埋地管道施加雜散電流，試驗中泄流極與回流極的連線(模擬電氣化鐵路泄流點和回流點之間軌道長度)與埋地管道呈現平行或者交叉關系。埋地管道的交流干擾電壓通過數據采集卡采集，試驗裝置如圖1所示。

圖1 埋地管道交流管地電位測量試驗裝置示意圖Fig. 1 The schematic diagram of pipe-soil AC voltage experimental set-up

1.2 試驗內容

交流電氣化鐵路雜散電流影響埋地管道交流干擾電壓的因素主要有：管軌并行長度L、管軌并行間距D、管軌交叉角度α、雜散電流強度I等。因此試驗通過管軌并行試驗和交叉試驗，分析了上述幾個因素的干擾影響。

(1) 并行試驗 分析并行長度和間距這兩種因素對埋地管道防腐蝕層產生的影響。由于不同的防腐蝕層缺陷位置可能對電流的流入流出產生影響，因此設計了兩種不同的防腐蝕層破損狀況進行對比，如圖1中所示的破損點1～3，分別位于0.5 m、0.85 m、1.6 m處，破損面積均為1 cm2。試驗時，并行長度L變化范圍為0.5～3.0 m，并行間距變化范圍是0.15～0.9 m。

(2) 交叉試驗 分析不同管軌交叉角度對交流管地電位的影響。設定管軌交叉角度α分別為10°、20°、30°、45°、60°、75°、90°。試驗時，固定回流極位置不變，泄流極從管道上方逐漸靠近回流極，記錄交流管地電位隨電極間距l的變化。

(3) 雜散電流干擾強度試驗 分析不同雜散電流強度對交流管地電位的影響。雜散電流強度變化范圍為0.1～0.7 A，在防腐蝕層破損點1、2存在時，試驗對雜散電流干擾點靠近和遠離防腐蝕層破損點的情況作了對比試驗。

2 結果與討論

2.1 管軌并行試驗分析

破損點1和2同時存在，雜散電流干擾強度為0.1 A時，采集在不同管軌并行長度下的交流管地電位隨并行間距的變化值，得到如下表1所示數據。

表1 破損點1和2條件下不同并行間距下的交流管地電位值

破損點2和3同時存在，其他條件不變，得到如表2所示交流管地電位隨并行間距的變化值。

表2 破損點2和3條件下不同并行間距下的交流管地電位值

通過上述表中數據，從并行長度和并行間距兩個影響因素出發，分析交流管地電位的變化規律，具體分析如下。

(1) 并行間距分析 將上述表1、2中的并行間距作為自變量，分析交流管地電位隨并行間距的變化規律。對各并行間距下的點均采用logistic函數進行曲線擬合，擬合方程如下式(1)所示。

(1)

通過logistic函數曲線擬合，得到如下圖2所示交流管地電位變化曲線。

(a) 破損點1、2存在時的電位變化曲線

(b) 破損點2、3存在時的電位變化曲線圖2 交流管地電位隨并行間距的變化曲線Fig. 2 The relation curves between the pipe-soil AC voltage and parallel spacing(a) pipe-soil AC voltage curves in the presence of defects 1 and 2(b) pipe-soil AC voltage curves in the presence of defects 2 and 3

經分析，圖2(a)中曲線的擬合相關系數R2值均大于0.99，非常接近1；圖2(b)中曲線的R2值略小，但是同樣非常接近1，擬合結果較好，因此logistic函數可以很好地描述試驗規律。由圖2中曲線可以看出，隨著并行間距的增大，交流管地電位逐漸減小；由于防腐蝕層破損點位置不同，圖2(b)中曲線變化相對平緩。為了進一步分析電位變化規律，對圖中每條曲線求導數，得到導數曲線如圖3所示。

(a) 破損點1、2存在時的導數曲線

(b) 破損點2、3存在時的導數曲線圖3 交流管地電位隨并行間距變化的導數曲線Fig. 3 The derivative curves between the pipe-soil AC potential and parallel spacing(a) the derivative curves in the presence of defects 1 and 2(b) the derivative curves in the presence of defects 2 and 3

圖3(a)中并行間距為0.3 m左右處的各個導數曲線的導數絕對值最大，即交流管地電位變化速率最大。圖3(b)中并行間距為0.4 m左右處的導數絕對值最大，但是要小于圖3(a)中導數絕對值的最大值。總體看來，圖3(a)中導數絕對值要大于圖3(b)中的值。這說明破損點越靠近管軌并行段，交流管地電位的變化越劇烈；當破損點遠離管軌并行段時，交流管地電位的變化趨于平緩。因此要提高管軌平行段管道的防腐蝕層質量。

同時可以看出，在管軌間距大于0.4 m左右之后，導數曲線的導數絕對值逐漸減小。當管軌間距大于0.70 m之后，曲線變化速率已經非常小，管軌間距對交流管地電位的影響也已經很小。

(2) 并行長度分析 將上表1、2中的并行長度作為自變量，分析交流管地電位隨并行長度的變化規律，得到圖4所示的曲線。

對圖中不同并行長度下的各個點同樣采用logistic函數進行擬合，擬合方程同樣為上式(1)。經分析，圖4中每條擬合曲線的相關系數R2均大于0.99，擬合效果很好。因此，logistic函數同樣可以描述交流管地電位隨并行長度的變化規律。從圖4可以看出，隨著并行長度的增大，交流管地電位一開始迅速增大，然后緩慢增加并趨于平緩，關系曲線基本呈現“S”形變化趨勢。由于破損點位置的不同，曲線的具體形狀有所差異，但是體現的規律性是一致的。

(a) 破損點1、2存在時的電位變化曲線

(b) 破損點2、3存在時的電位變化曲線圖4 不同并行間距下交流管地電位隨并行長度的變化曲線Fig. 4 The relation curves between the pipe-soil AC voltage and parallel length(a) pipe-soil AC voltage curves in the presence of defects 1 and 2(b) pipe-soil AC voltage curves in the presence of defects 2 and 3

為了進一步分析交流管地電位隨并行長度的變化規律，將由圖4中的曲線求導數，并得到如圖5所示的導數曲線。

通過圖5的導數曲線也可以看出，交流管地電位與并行長度之間的關系呈現“S”形變化趨勢。圖5(a)中導數曲線在并行長度為0.9 m處的導數值最大，(b)中導數曲線在并行長度為1.2 m處的導數值最大，說明此并行長度下的交流管地電位變化速率最大。此點之后，隨著并行長度的增加，導數值逐漸變小。當并行長度為2.3 m左右時，導數值已經非常小，并行長度這一因素對交流管地電位的影響也很小。

2.2 管軌交叉試驗分析

在不同的管軌交叉角度下，測量交流管地電位隨兩電流極之間距離l的變化，如表3所示。

對不同管軌交叉角度下的點均采用allometric函數進行曲線擬合，擬合方程如式(2)所示。

(2)

通過allometric擬合，將上表中的交流管地電位隨兩電極間距l的變化繪制曲線，如圖6所示。

(a) 破損點1、2存在時的導數曲線

(b) 破損點2、3存在時的導數曲線圖5 交流管地電位隨并行間距變化的導數曲線Fig. 5 The derivative curves between the pipe-soil AC potential and parallel length(a) the derivative curves in the presence of defects 1 and 2(b) the derivative curves in the presence of defects 2 and 3

經分析，圖中各點allometric曲線擬合的相關系數R2值基本大于0.99，非常接近1，擬合結果較好，因此在試驗管段范圍內，allometric函數可以很好地描述試驗規律。

由上圖可以看出，隨著管軌交叉角度從10°變化到90° ，曲線依次從上到下排列，也即在相同的電流極之間距離的條件下，管軌交叉角度越大，交流管地電位越低。同時可以看出，交叉角度小于60°時，曲線陡峭，斜率較大；交叉角大于60°時，曲線平緩，且曲線相互間靠的很近。因此管軌交叉時，盡量使管軌垂直以減小雜散電流的影響，在客觀條件不滿足的情況下，要保證管軌交叉角度大于60°。由上圖同樣可知，在同一交叉角度下，隨著兩電流極極之間的距離增大，交流管地電位也逐漸增大。這是因為兩電流極之間距離越大，電極之間的回流電阻越大，通過管道的雜散電流數量越大，交流管地電位值也就越大。

表3 不同交叉角度下交流管地電位的變化值

圖6 不同交叉角度下的交流管地電位變化曲線Fig. 6 The pipe-soil AC voltage curves at different crossing angles

2.3 交流干擾強度試驗分析

試驗分為兩組，對遠離和靠近防腐蝕層破損點的兩種情況進行了對比分析，具體試驗數據如表4所示。

將上表中交流管地電位隨雜散電流干擾強度的變化，采用linear線性擬合，擬合方程如式(3)所示。

(3)

通過linear線性擬合得到如圖7所示擬合曲線。

通過分析，靠近防腐蝕層破損點的linear曲線擬合的相關系數R2值均大于0.999，非常接近1，擬合結果很好；遠離防腐層破損點的linear曲線擬合相關系數較小，基本大于0.9，擬合度較低。可見，越靠近防腐蝕層破損點，雜散電流強度對交流管地電位的影響越呈現出線性的變化規律，而遠離破損點時的線性較弱，經分析，遠離破損點時可以用ExpDec1函數較好的擬合。

表4 不同情況下的交流管地電位隨交流干擾強度變化值

圖7 不同雜散電流干擾強度對交流管地電位的影響Fig. 7 The influence of different stray current intensity on pipe-soil AC voltage

由圖7可知，管軌間距越小，曲線的斜率越大，相同的干擾強度下交流管地電位越大。圖中靠近防腐蝕層破損點直線中，管軌間距為0.30 m的直線斜率很大，而間距為0.75 m和0.90 m的直線斜率相差不大，且基本重合。說明管軌間距在小于定值范圍內對交流管地電位影響大，超過一定值時，影響很小。這一定值在上圖中約為0.75 m左右，與管軌并行間距試驗中的0.70 m基本相一致。

由圖7同樣可知，距離防腐蝕層破損點越近，交流管地電位越大；反之，交流管地電位越小，如圖所示的遠離防腐蝕層破損點的三條直線基本重合，且斜率很小。因此在遠離防腐蝕層破損點時，并行間距的影響變小，這一點可以與并行間距試驗中破損點2、3存在時的規律相對應。

3 結論

管軌并行間距和并行長度這兩個因素的影響均可以用logistic函數描述，而管軌交叉角度這一因素的影響可以用allometric函數描述。最后通過對雜散電流干擾強度的分析，印證了前面得到的規律性。由于在獨立試驗箱中的試驗屏蔽了其他干擾因素的影響，因此得到的結論具有較好的可靠性，對于管道雜散電流排流可以提供參考。

[1] AL-BADI A H. Safe separation distance between 132 kV power lines and nearby metallic conductors[J]. International Conference on Communication,Computer & Power(ICCCP′07)，2007，2：19-21.

[2] 孫秋霞. 材料腐蝕與防護[M]. 北京：冶金工業出版社，2004：92.

[3] 曹楚南. 腐蝕電化學原理[M]. 北京：化學工業出版社，2008.

[4] 郝宏娜，李自力，衣華磊,等. 能源公共走廊內管道交流干擾腐蝕判斷準則[J]. 油氣儲運，2012，31(4):16-18.

[5] 趙晉云，滕延平，劉玲莉,等. 新大線管道雜散電流干擾的分析與防護[J]. 管道技術與設備，2007，2:41-43.

Influence of AC Stray Current on AC Interference Voltage of Pipeline

BAO Yuan-fei1, LI Zi-li2, XU Tian3, WANG Ji-qing3

(1. China Petroleum Pipeline Bureau, Langfang 065000, China； 2. China University of Petroleum (East China), Qingdao 266580, China; 3. Huadong Design Branch, China Petroleum Engineer & Construction Corporation, Qingdao 266071, China)

According to the increasing parallel or crossing conditions between AC electrified railway and buried pipeline system during pipeline operation, the influence of parallel spacing, parallel length and cross angles on the AC disturbance voltage was researched by laboratory pipeline experiments. The results showed that under the influence of AC stray current, there existed logic function relationship between the AC disturbance voltage of pipeline and the parallel spacing and length, and the AC disturbance voltage decreased with the increase of cross angle. The drawn conclusions can provide theoretical guidance for the drainage of AC stray current duing pipeline operation.

AC stray current； pipe to soil AC influence voltage； parallel spacing and length； crossing angle

2014-06-03

中國石油天然氣股份有限公司西部管道分公司：750 kV交流輸電線路和電氣化鐵路對埋地管道陰保系統的干擾評價及防控技術研究

李自力(1963-)，博士生導師，從事油田腐蝕與防護、油氣計量技術等方面研究，15053293355,lizili@upc.edu.cn

TG174

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1005-748X(2015)03-0221-05