电力架空线路与管道交叉点雷电冲击防护措施研究

高晓晶,胡元潮,姜志鹏,柯方超,周秋鹏,段志强,周 蠡

(1.国网湖北省电力有限公司经济技术研究院，武汉 430000；2.山东理工大学电气与电子工程学院，山东 淄博 255000；3.国网湖北省电力有限公司鄂州供电公司，湖北 鄂州 436000)

0 引言

随着社会对油气、电力等多种能源需求的逐渐增加，“西电东输”、“西气东送”等国家跨区域能源输送工程逐步建设，多种能源供应因节省耕地面积而多采用综合能源走廊的建设方式[1-2]。油气管道与电力架空线路存在较多的并行临近或交叉跨越的设计及施工情况。当油气管道临近电力架空线路时，电力导线电压等级往往达到数百甚至上千千伏，通流达到几百上千安培，电力架空线在正常情况下因静电感应与电磁感应使得油气管道上产生感应电压和电流分量[3]，给油气管道的电化学腐蚀带来潜在威胁。目前，针对电力架空线路在正常情况下的杂散电流防护问题，油气行业先后采用了大量的排流或屏蔽方式，一些措施在实际油气管道防腐工程中取得较好的应用效果[4]。由于电力架空线路在运行时容易遭受雷击，当雷电流沿避雷线和铁塔塔身流入大地时，若临近油气管道与电力线路间距较小，且油气管道杂散电流引流线较多，流入土壤中的幅值较高的冲击电流使得油气管道上产生较高的冲击电压幅值，管道绝缘层的击穿风险较高，绝缘层因击穿破损一定程度上加剧了管道的腐蚀。

近年来，随着国内外油气管道燃爆事故的发生，无论是电力行业还是油气行业，对于电力线路雷击故障下临近管道过电压防护问题越来越重视，一些研究人员针对此问题开始进行深入研究，典型的研究成果包括：文献[5]提出了雷击输电线路对油气管道的影响，并分析了油气管道绝缘层产生过电压的具体原因；文献[6]通过仿真计算分析了雷击入地电流作用于油气管道的主要因素；文献[7]提出了一种在油气管道两侧平行敷设锌排流带的方式，能起到较好的降压效果，不过这种方式需要沿管道平行敷设，距离较长且需要较多的连接点，施工难度大同时敷设锌带的腐蚀速率过快；文献[8]也指出了雷击架空线路时，雷击点附近的输气管道有击穿和燃爆的可能；文献[9]采用CDEGS软件模拟了雷击线路后的散流过程，指出运行一定年限的油气管道绝缘层有击穿的隐患。文献[10]通过仿真计算指出，雷击电流为100 kA时，油气管道与输电线路的间距应大于30 m。从目前研究看，针对管道临近处杆塔接地装置的散流特性分析，进而对电力架空线路入地接地电流的结构进行优化等方面的研究相对较少。

本研究针对管道临近处架空线路接地散流特性与结构优化进行研究，分别对水平散流和垂直散流两种方式进行仿真计算，进而提出适用于油气管道附近电力线路接地散流设计与施工方案，为实际燃气管道防爆及电力线路的雷电防护提供参考。

1 仿真模型与计算参数

1.1 仿真模型

雷击架空线路之后，高幅值的雷电流沿着 “避雷线-塔身-接地引线-杆塔接地体”这一路径流入到土壤中，土壤中的雷电流流向油气管道方向时，会造成管道绝缘层上的电位差。因此，在土壤条件、间隔距离、雷电流幅值等难以改变的客观因素之外，杆塔接地体的散流特性是影响管道绝缘层过电压的重要因素，也是人工可干预的油气管道安全防护措施之一。

现行电力架空线路一般采用水平方向上的方框加外延接地体和垂直方向上的混凝土桩基接地。杆塔混凝土桩基承担了垂直方向上的接地散流分量，这种垂直接地散流方式将入地电流引向了土壤深层，避免了杂散电流沿水平方向上的扩散，对抑制管道绝缘层过电压作用明显。但由于钢筋混凝土桩基内的钢筋骨架包覆在混凝土介质中，混凝土导电性差，散流分量较小，并且钢筋底端因防腐、防水和力学强度要求往往不直接接触底层土壤介质，这使得杆塔混凝土桩基沿垂直方向上的散流受到影响，因此，有必要对杆塔接地装置的垂直方向上的接地散流进行结构优化。

为了研究雷击电力架空线路针对油气管道绝缘层过电压的影响规律与防护措施，笔者采用COMSOL Multiphysics有限元仿真计算软件，建立杆塔水平接地体与桩基垂直接地体，同时按照实际工程中油气管道与电力杆塔间距建立1:1三维仿真计算模型，分析不同接地体分布方式下金属管道电压及绝缘层承受电位差的安全阈值，仿真建立的杆塔接地体与油气管道模型见图1。

图1 电力杆塔接地散流与管道过电压仿真模型Fig.1 Simulation model of tower grounding dispersion and pipeline overvoltage

图1中以220 kV电力架空线路为例，杆塔接地网方框边长为18 m，4个混凝土桩基高12 m、边长1.2 m，在其内部24根直径20 mm的钢筋以圆环型均匀排布，油气管道与电力杆塔之间的水平方向上的间距为l，m。由于混凝土桩基内的钢筋骨架较为密集，并且考虑到单个钢筋在有限元计算时剖分量较大，因此在仿真计算时，将桩基内部的骨架等效为薄壁金属钢筒，其中钢筒的内半径为0.492 m、外半径为0.5 m，具体模型见图2。

图2 混凝土桩基等效模型Fig.2 Equivalent model of concretetower foundation

1.2 计算参数

目前国内油气管道多采用带绝缘防腐层的金属钢管[11]。笔者采用COMSOL Multiphysics有限元计算软件仿真计算时，取典型油气管道的材质为φ530 mm无缝钢管[12]，壁厚13 mm，采用的绝缘层材料为3层聚乙烯，绝缘层厚度为3 mm，电阻率为1×105Ω·m。由于管道为金属等电位体，计算取管道的长度为200 m，埋深为1.5 m。此外，实际油气管道在临近或交叉跨越电力线路时，通常在管道上加装杂散电流接地排流引线，因此，建模时在管道的两端分别加装长度为1 m的接地排流引线。

在电力线路杆塔接地体建模时，目前常见的接地材料为镀锌钢接地材料，仿真设置常用镀锌钢接地体的直径为12 mm，相对电阻率为109.7，相对磁导率为636[13]，根据不同地区的土质特征，仿真计算时取典型土壤的电阻率为50～1 200 Ω·m。

2 水平接地散流对管道电位的影响

为分析水平接地体散流对其附近管道电位的影响，本文建立实际情形下的四根混凝土桩基接地模型，并在其周围加设方框四根外延接地体型的人工辅助接地网(见图1)，塔脚外围方框接地网的边长为18 m，其余材料参数同上。此外，仿真取电力线路杆塔混凝土桩基与油气管道的水平间距为50 m，改变外延接地体长度，依次取0 m(即无外延接地体)、10 m、20 m、30 m。此外，仿真取雷电冲击电流的幅值为20 kA，频率为10 kHz[13]，通过有限元仿真计算可得在不同土壤电阻率、不同外延接地体长度条件下的管道电位峰值和管道绝缘层承受电压峰值见图3、图4。

图3 管道电位峰值变化Fig.3 Changes in pipeline potential peaks

图4 管道绝缘层承受电压峰值变化Fig.4 Peak voltage change of pipelineinsulating layer

通过分析图3和图4的变化趋势可知，随着外延接地体长度的增加，管道电位峰值和管道绝缘层承受电压峰值相应的增加。分析其原因是由于：随着外延接地体长度增加，使其与管道的相对距离逐渐减小，由于外延接地体的“引流”效果，使得雷电流在附近土壤中产生的杂散电流向管道方向汇集，进而影响了管道的电位变化，这对于油气管道的冲击耐压与绝缘层击穿防护是不利的。

此外，由图3和图4可以看出：随着土壤电阻率的增加，金属油气管道上的电位峰值和管道绝缘层承受电压峰值呈现较明显的增加趋势，这是由于随着土壤电阻率的增加，接地体向周围的散流密度减小，电力杆塔仅依靠附近的接地体实现完全散流更为困难，更多的雷电流分量沿着接地体流向远端，进而加剧了远处油气管道上的过电压耐受值。

为了更加直观地表征接地体散流效果对附近土壤电位的影响，选取土壤电阻率为200 Ω·m，在外延接地体长度为30 m和无外延接地体两种条件下，土壤电位分布见图5。

图5 土壤电位分布云图Fig.5 Cloud picture of soil potential distribution

图5仿真计算结果直观的呈现了杆塔外延接地体的“引流”效果，这使得油气管道与外延接地体临近处土壤电位发生明显的改变，进而导致管道电位和管道绝缘层承受电压增加。当电力杆塔不采用外延接地体时，接地电阻值往往超过电力行业标准，电力线路雷击跳闸风险增加，但杆塔在此接地形式下，临近管道避免了外延接地体的“引流”带来的电位剧烈增加，管道绝缘层的击穿风险降低。

由以上分析可知：当油气管道临近电力线路时，当两者不可避免的临近或者交叉跨越时，减少电力线路杆塔沿管道方向上的外延“引流”是降低油气管道电位的有效防护方法。减少水平接地引流、增加垂直方向上的散流一方面可以保证杆塔接地电阻要求，另一方面可以减少电力杆塔雷击散流对临近管道的过电压影响。

3 杆塔桩基垂直接地散流计算

为了进一步分析杆塔采用垂直接地方式对降低临近管道过电压的作用，在图1模型基础上，减少外延接地体长度至25 m，其余参数保持不变。将混凝土桩基钢筋骨架由上至下等分为4段，依次记为1～4，同时，取各段中心点的电流密度值，得到混凝土桩基内部钢筋骨架上的雷击电流分布情况见图6。

通过图6曲线变化趋势可知，桩基周围的土壤电阻率能够显著影响混凝土桩基内部钢筋的散流特性：混凝土桩基钢筋骨架的电流密度值随着距地面深度的增加依次减小，这是由于雷击电流在混凝土桩基内部垂直向下散流时，流过钢筋的电流还向桩基混凝土介质泄流，越靠近接地引下线时，电流密度越高，越靠近混凝土桩基的底端，其电流密度降低幅度越大。并且当土壤电阻率增加时，各段导体的电流密度并未呈现出与土壤电阻率等比例的线性变化，每段导体的电流密度的增加幅度趋缓，其原因是当土壤电阻率增加时，雷电流向远端散流难度增加，更多的雷电流分量沿着混凝土桩基垂直向地心深处散流，各段导体的通流容量增加，但由于桩基混凝土的电阻率远远高于周围土壤的电阻率，在桩基中垂直向深处散流的难度更大，因此，桩基内各段导体通流强度的增加幅度趋于缓和。

图6 钢筋电流密度Fig.6 Current density of steel bar

另一方面，当土壤电阻率增大时，桩基内雷击电流的分量升高，与每段导体电流密度趋饱和的变化趋势类似，各段钢筋通流密度之间的绝对差距逐渐增加，但相对差距趋于稳定。为更加直观的表示不同条件下钢筋骨架的电流密度分布，依次选取土壤电阻率为50 Ω·m、500 Ω·m、1 200 Ω·m时的钢筋骨架电流密度分布云图，见图7。

图7 桩基内钢筋电流密度分布情况Fig.7 Distribution of steel current density in concrete foundation

从图7可以进一步分析图6仿真数据的变化趋势：电流密度最大值位于接地引下线注流点附近，在低土壤电阻率条件下，雷电流更多地经由人工接地体向外侧散流。这是因为土壤的电阻率远小于混凝土电阻率，同时，人工水平外延接地体散流面积更大，这使得雷电冲击电流沿外延接地体的土壤散流分量远远超过桩基混凝土中的散流分量。而随着土壤电阻率增加，钢筋骨架的电流密度逐渐增加，这是由于土壤电阻率的增加使雷电冲击电流通过人工接地体向土壤散流分量减少，一部分原本通过人工接地体向外散流的电流改为通过混凝土桩基钢筋骨架散流，造成桩基内钢筋导体电流密度回升。

4 接地散流优化与管道过电压防护

由于混凝土电阻率远高于土壤介质，相较于混凝土介质，雷电流更容易向土壤泄散，桩基内部的钢筋除了力学支撑作用外，其散流作用大为减弱。为了使桩基附近的散流强度加大，并且减小迫近接地体“引流”效果对管道电位的影响，在传统接地方案的基础上，本研究提出垂直方向上桩基散流结构优化方法：在混凝土桩基周围敷设辅助垂直接地体，作为混凝土桩基附近垂直散流路径，其结构模型见图8(a)。相比于图8(b)中传统的方框外延接地结构，图8(c)所示的优化方案I采用桩基辅助垂直接地体替代水平方向上朝向油气管道的“引流”外延接地体；图8(d)所示的优化方案II同时取消了靠近管道侧的所有外延接地体。

图8 优化杆塔接地方案Fig.8 Optimized grounding scheme of tower

为验证杆塔桩基周围外设辅助垂直接地体对临近油气管道过电压的防护作用，采用COMSOL软件计算接地网结构优化前后杆塔接地电阻值变化规律，同时与现行电力标准中对于不同土壤条件的接地电阻限值进行对比。仿真计算时采取的主要参数设置包括：各水平外延接地体长度均取25 m，取单根垂直接地体深度与桩基等高12 m，取土壤电阻率依次为50～1 200 Ω·m，其余计算参数与上文一致。以传统方框外延接地网接地电阻为基准，可得两种优化接地方案接地电阻变化情况见表1。

对比表1计算数据可知：当土壤电阻率从50～1 200 Ω·m增加时，3种结构接地网的接地电阻值均逐渐增加。在相同土壤电阻率条件下，相比于传统方框加四向外延的接地结构，优化方案I的接地电阻值变化不大，在800 Ω·m以下的土壤条件下，接地电阻相比较而言略有优势。当土壤电阻率增加到1 200 Ω·m时，取消水平外延接地体使得接地电阻值增大了3.70%。分析其原因是由于：不同土壤电阻率条件下，桩基临近的垂直接地体与水平外延接地体各自承担的散流分量不同。当土壤电阻率较低时，靠近桩基的辅助垂直接地体更有利于散流，此时，采用辅助垂直接地体一定程度上能够完全取代朝向管道侧的水平外延接地体。土壤电阻率升高时，远端水平接地体的散流分量更多，并且垂直接地体的深度小于水平外延接地体，使得接地电阻值整体高于传统方框外延接地结构。对比优化方案II可知：取消更多的管道侧的水平外延接地体之后，不同土壤条件下的接地电阻值增高幅度为0.78%～12.75%。

表1 不同方案接地电阻Table 1 Grounding resistance of different schemes

进一步对比优化方案II的接地电阻计算结果可知：取消更多的管道侧的水平外延接地体之后，不同土壤条件下的接地电阻值增高幅度为0.78%～12.75%，但整体符合接地标准中的接地电阻要求限值。尤其考虑到实际工程中，具备油气管道埋设条件的土壤层深度一般较大，在1 200 Ω·m的土壤条件下接地电阻仍有较大裕度，从输电线路防雷角度来看，杆塔桩基周围外设辅助垂直接地体能够满足电力防雷工程要求。

进一步计算杆塔接地网优化前后对于临近管道电位升以及管道绝缘层耐受电压的影响。对比3种接地网结构下临近油气管道电位与绝缘层耐受电压的计算结果分别见图9和图10。

图9 管道电位峰值Fig.9 Amplitude of pipeline potential

图10 管道绝缘层耐受电压峰值Fig.10 Voltage amplitude of pipeline insulation

由图9可知：与上文仿真计算结果类似，随着土壤电阻率的增加，3种接地散流模型的管道电位峰值和管道绝缘层耐受电压峰值均相应的增加。对比不同接地方案可知，优化方案I和优化方案II均能有效降低临近油气管道电位，并且土壤电阻率越高，管道电压的降幅越大。两种优化方案取消水平外延接地体之后，管道侧的接地引流分量减少。此外，化方案II取消水平外延接地体的数量更多，管道电位降低幅度更低，在1 200 Ω·m的土壤条件下管道电位降低幅度达到19.04%之多，两种接地优化方案的整体差别较小。

对比3种接地散流模型的管道绝缘层耐受电压峰值可知：两种优化方案均能大幅度降低临近管道绝缘层耐受电压峰值，两者整体差别较小。同时，土壤电阻率越高，管道绝缘层耐受电压峰值降低幅度越明显：在土壤电阻率由50 Ω·m上升到1 200 Ω·m时，优化方案I管道绝缘层耐受电压峰值的降低幅度分别由27.69%增加到34.48%，而优化方案II的降低幅度分别由28.91%增加到35.24%。

进一步通过有限元仿真计算软件对比分析土壤电阻率分别为200 Ω·m和1 200 Ω·m时，3种接地形式的地面电位分布情况见图11。

由图11电位分布云图可以直观地看出：两种土壤条件下，优化方案I和优化方案II取消迫近管道侧接地体后，雷电流在桩基附近的散流密度增大，尤其是优化方案II接地形势下，桩基垂直散流密度增大，地表电位更集中。在土壤电阻率由200 Ω·m上升到1 200 Ω·m时，桩基附近的地表电位均趋于均衡，这说明了高土壤电阻率下，远端接地体的散流分量增加，此时桩基附近垂直接地体的散流分量相应减弱，但远离管道侧的水平外延接地体散流分量的增加，有助于降低管道电位以及防止管道绝缘层的击穿。特别是高土壤电阻率条件下，土壤电阻率对管道电位以及绝缘层耐受电压的影响甚至达到数量级上的变化，这提示实际工程中，管道临近处输电线路杆塔接地网的结构优化更为必要。

图11 不同接地方案的地表电位Fig.11 Surface potential of different scenarios

5 结 论

针对电力架空线路雷击时临近管道冲击电位增高问题，通过对杆塔接地网接地散流路径进行优化，达到降低管道电位幅值的目的，结论包括：

1)迫近管道侧的水平外延接地体存在“引流”效果，随着外延接地体的迫近以及土壤电阻率的增加，使得油气管道电位及绝缘层上的耐受电压增高。减少水平外延接地体长度同时增加杆塔混凝土桩基的散流分量有助于降低管道电位。

2)由于混凝土电阻率高于土壤电阻率，使得混凝土桩基钢筋骨架散流密度较低。随着土壤电阻率增加，人工水平接地体散流受阻，混凝土桩基钢筋骨架的电流密度一定程度上呈现上升趋势。

3)提出两种杆塔接地网散流优化方案，对比传统方框外延接地体，在50～1 200 Ω·m土壤电阻率下，所述两种优化方案接地电阻均满足电力行业标准限值，并且能够降低管道电位及绝缘层耐受电压。其中，优化方案II的过电压降低幅度最大，且实际施工时可节省更多材料与施工成本。