影响地铁车辆段杂散电流分布及其对临近埋地钢质油气管道干扰的关键因素

2024-12-26 13:57:41 作者：吴广春, 于洋, 王修云, 赵芸黎来源：腐蚀与防护分享至：

地铁车辆段由于轨道绝缘等级相对较低（国内多个车辆段测试结果为0.1~0.2Ω）,一直是地铁系统杂散电流防控的薄弱环节,国内地铁几乎都存在车辆段杂散电流超标的现象,段内设备烧损、挂地线打火、轨电位频繁动作等现象也时有发生[1-6]。相关测试结果显示,即使车辆段内整流机组完全断电,经出入段单向导通装置回流的正线馈电电流也可高达500~1 000 A[7],导致临近埋地钢质管道阴极保护电位显著波动[8-9]。近年来,国内外学者针对地铁车辆段杂散电流问题开展了一些研究,但聚焦车辆段杂散电流对临近埋地钢质管道干扰关键因素测试的研究鲜有报道。作者以国内某地铁线路车辆段及其临近的埋地钢质管道为研究对象,采用GPS同步测量的方式对车辆段轨道、管道的电位和电流参数进行监测,对比分析了单导柜自动消弧装置、单导柜二极管支路和库内轨道接地方式三个关键因素对段内杂散电流分布和管道干扰的影响,并介绍了相应的优化措施,希望为地铁杂散电流的防护提供指导和借鉴。

1. 现场测试

1.1 测试位置

地铁车辆段与临近埋地管道3个监测点的相关位置关系如图1所示,管道监测点与地铁车辆段及临近地铁车站的方位关系和相对距离见表1。可见,管道1#~3#监测点均位于对应车辆段的同侧,除与车辆段临近外,还与地铁正线并行接近,最小垂直距离约2.3 km。

图 1 管道与地铁线路的相对位置关系

Figure 1. Relative position between pipeline and metro line

表 1 管道各监测点与地铁车辆段及车站的方位和距离统计表

Table 1. Statistical table of orientation and distance among pipeline monitoring points, metro depot and station

管道监测点	相对于车辆段和车站的方位	与车辆段的距离/km
1#	右侧	4.67
2#	右侧	2.61
3#	右侧	4.69

图2为车辆段牵引负回流系统示意图。在停车库、静调库和出入段分别设置了两台单向导通装置（以下称单导）,单向布置于轨道的两侧。各股轨道间通过均流线连接在一起,段内整流机组提供的牵引电流分别经库前单导、静调库前单导和出入段处回流电缆流回至段内变电所负极,正线回流电流经出入段单导流回正线。库内轨道经轨电位限制装置（OVPD）与接地网连接,保护动作阈值设置为60 V。单导内部结构如图3所示,其中包含了5路二极管并联支路、1路自动消弧装置支路和1路电动隔离开关支路。二极管并联支路用于回流正线牵引电流。自动消弧装置支路用于限制绝缘节两端电压降,避免钢轨打火,保证人身安全,其控制回路主要由可控硅构成,通过两个导通逻辑控制：一个是光电传感器探测到列车通过绝缘节；另一个是绝缘节两端的电压降大于其正向导通电压U0。满足其中一个逻辑即可触发闭合导通信号,该车辆段自动消弧装置的U0设置为12 V。当主回路快速熔断器熔断或二极管损坏时,电动隔离开关支路可实现绝缘节两端轨道短接,不影响机车的正常运行[10]。

图 2 车辆段牵引负回流系统示意图

Figure 2. Schematic diagram of metro depot traction negative return system

图 3 单向导通装置内部结构图

Figure 3. Internal structure diagram of one-way conduction device

1.2 测试参数与工况

在测试过程中共涉及三种工况：出入段单导正常运行和库内OVPD分闸（以下称工况一）；出入段单导拆除和库内OVPD分闸（以下称工况二）；出入段单导拆除和库内OVPD合闸（以下称工况三）。为了规避地铁系统因不同时间段发车频率不同造成的影响,选取相同发车频率时间段开展测试,且测试期间车辆段混合变电所始终处于断电状态,每种工况的测试时间为2 h。同时,为了避免车辆段和临近的地铁车站内OVPD合闸对测试结果的影响,在整个测试过程中保证临近车站内的OVPD始终处于分闸状态。

测试参数包括：管道通/断电电位、正线轨道对地电位、段内（库内和库外）轨道对地电位、出入段单导流经电流、库前单导流经电流和库内OVPD流经电流。管道与车辆段的电位和电流参数通过数据采集记录仪的GPS模块实现同步测试,同步时间误差小于0.1 s。

1.3 测试方法

1.3.1 管道通/断电电位

目标埋地油气管道外径为1 219 mm,采用3PE防腐蚀涂层,埋深2 m。为了充分评估管道受地铁杂散电流干扰影响,出于保守考虑,选取1 cm2阴极保护检查片测试管道电位。阴极保护检查片埋设于管道测试桩处,与管道同埋深,与管道外壁水平间距为300 mm。通过测试桩将阴极保护检查片与管道实施电连接,待试片极化24 h后,利用uDL2 Micro Data Logger型数据记录仪测试试片的通/断电电位,通断周期为12 s/3 s,采样频率为1 s/次。图4为管道电位测试原理图。

图 4 管道电位测试原理图[11]

Figure 4. Schematic diagram of testing pipeline potential [11]

1.3.2 轨道对地电位

正线轨道和库外轨道对地电位的测试位置为出入段单导处,如图5所示。单导内部设置有两个电缆连接母排,分别连接绝缘节两端的正线轨道和库外轨道。采用便携式硫酸铜参比电极和uDL1 Micro Data Logger数据记录仪对正线轨道和库外轨道对地电位进行连续监测,采样频率为1 s/次。测试前将uDL1 Micro Data Logger数据记录仪的量程设置为高量程（+150 V/-150 V）,记录仪正极连接至轨道端子母排,负极连接至便携式硫酸铜参比电极。库内轨道对地电位的测试位置为库前单导处,测试方法同上。

图 5 轨道对地电位测试原理图

Figure 5. Schematic diagram of testing rail-to-ground potential

1.3.3 单导流经电流、库内OVPD流经电流

采用uDL1 Micro Data Logger数据记录仪分别测试单导内线路总电流传感器（图3中FL处）和OVPD内的电流传感器两端电压,根据电压换算成电流。单导和OVPD的电流传感器规格分别为：2 500 A/75 m V和1 000 A/60 mV。规定车辆段至正线方向为出入段单导正电流方向,库内至库外方向为库前单导正电流方向,轨道至地为OVPD正电流方向。测试前将uDL1 Micro Data Logger数据记录仪的量程设置为低量程（+150 mV/-150 mV）,采样频率为1 s/次。

2. 结果与讨论

2.1 自动消弧装置的影响

在工况一下,库内、库外轨道对地电位和出入段单导流经电流如图6所示。库内轨道对地电位与库外轨道对地电位具备良好的对应性和相关性,库内轨道对地电位略正于库外轨道对地电位。这主要是因为在该测试时间段内,库前单导始终有正向电流流过,如图7所示,库内轨道与库外轨道始终保持电连通状态。由于二极管的正向压降,库内轨道对地电位略正于库外轨道对地电位,出入段单导正向流经电流始终与负值的轨道对地电位相对应,即库内外轨道对地电位为负值时才会有正向电流流经出入段单导,且电位越负,单导正向流经电流幅值越大。图6对应时间段内单导正向流经电流极值约183 A。除了正向电流外,部分时刻有负向电流流经出入段单导,即从正线流入车辆段线。图6对应时间段内负向电流极值约90.77 A,库内外相应的轨道对地电位呈现正值。简而言之,在工况一下,来自正线的杂散电流经出入段单导流入和流出车辆段,段内相应的轨道对地电位呈现正向和负向波动。

图 6 库内、库外轨道对地电位和出入段单导流经电流（工况一）

Figure 6. Rail-to-ground potentials inside and outside parking garage and current through one-way conduction device at entrance and exit of metro depot (working condition of No.1)

图 7 库内、库外轨道对地电位和库前单导流经电流（工况一）

Figure 7. Rail-to-ground potentials inside and outside parking garage and current through one-way conduction device before parking garage (working condition of No.1)

由于测试时,车辆段内的整流机组完全断电,因此流经单导的电流均为来自正线的杂散电流。结合图3进一步分析出入段单导流经电流与正线轨道对地电位、正线轨道与库外轨道间电位差之间的关系,结果如图8所示。由图8（a）可知,当正线轨道对地电位为负值时,出入段单导存在正向电流,当正线轨道对地电位为正值且幅值较小时,无电流流经单导,即此时没有杂散电流流入车辆段。这是因为当正线轨道对地电位U1为负值时,段内轨道对地电位U2也为负值（见图6）,此时地电位正于轨道电位,电流从大地流向轨道。由于段内轨道受轨道制式及环境的影响,绝缘性能相对比较薄弱,大地中的杂散电流Is很容易通过段内轨道汇集,并通过出入段单向导通装置流回正线轨道,如图9所示,此时车辆段相当于一个大的电流吸收源。而当正线轨道对地电位为正值时,由于绝缘节的存在和二极管的反向截断效应导致电流无法通过单向导通装置流入车辆段[12-14]。由图8（b）可知,当绝缘节两端正线和段内轨道电位差大于消弧装置的导通电压U0（设置为12 V）时,消弧装置支路反向导通,出入段单导出现负向电流,相应的轨道对地电位出现正向波动,且正线和段内轨道电位差越大,单导负向电流和段内轨电位幅值越大。

图 8 出入段单导流经电流与正线轨道对地电位、正线与段内轨道电位差的关系（工况一）

Figure 8. Relation of current through one-way conduction device at entrance and exit of metro depot to rail-to-ground potential of main line (a), voltage difference of rail between main line metro depot (b) (working condition of No.1)

图 9 正线杂散电流回流示意图

Figure 9. Schematic diagram of main line stray current return circuit

利用Pearson相关性分析方法[15-16]对轨道对地电位、电流参数与管道通电电位的相关性进行解析,得到相关性系数矩阵,结果如图10所示。由图10可知,管道通电电位与轨道对地电位和电流参数的相关性系数绝对值均小于0.8,且与正线轨道对地电位的相关性相对较高。结合图1所示的管道和地铁线路相对位置关系,可以推断本案例中管道与车辆段和正线同时并行接近时,管道通电电位受正线和车辆段杂散电流耦合影响,与单一位置处的轨道对地电位或单导流经电流间均无显著的相关性,且受正线杂散电流的影响程度相对较高。因此,选取正线轨道对地电位辅助分析管道通电电位波动情况,结果如图11所示。2#测试桩位置处管道夜间平稳通电电位平均值为-1.50 V（相对于铜/硫酸铜参比电极,CSE）,管道通电电位随正线轨道对地电位发生交替的正向和负向偏移,测量时间段内（2 h）,1#至3#测试桩处管道通电电位分布及其相对于夜间平稳电位的正负向偏移比例统计如图12和表2所示。统计结果与一般认为车辆段附近管道通电电位正向偏移的观点存在一定的差异[17]。

图 10 轨道与管道电参数相关性系数矩阵（工况一）

Figure 10. Correlation coefficient matrix of rail and pipeline electrical parameters (working condition of No.1)

图 11 正线轨道对地电位和管道通电电位分布曲线（工况一）

Figure 11. Distribution curves of rail-to-ground potential of main line and on-potential of pipeline (working condition of No.1)

图 12 各监测点处管道通电电位分布

Figure 12. Distribution of pipeline on-potentials at testing points of No.1 (a), No.2 (b), and No.3 (c)

表 2 各监测点管道通电电位正负向偏移统计表

Table 2. Statistical table of positive and negative deviation of pipeline on-potential at each monitoring point

管道监测点	稳定状态下管道通电电位/V	正向偏移比例/%	负向偏移比例/%
1#	-1.38	65.5	34.5
2#	-1.50	59.9	40.1
3#	-1.48	61.3	38.7

综上所述：受消弧装置反向导通的影响,段内轨道对地电位呈现交替性的正负向波动；受正线和消弧装置反向导通的综合影响,临近埋地管线电位相对于夜间平稳电位也呈现交替性的正负向偏移。消弧装置反向导通对段内轨道对地电位正向波动和受车辆段杂散电流干扰的临近埋地管道电位负向偏移有显著影响。因此,控制消弧装置反向导通可起到抑制段内轨道对地电位正向波动和管道电位负偏的效果。根据电弧理论,当开断电源电压大于10~12 V、电流大于80~100 mA时,分开的触头就会产生电弧[18-20]。因此,消弧装置的导通电压U0阈值一般设置为12 V。但实际上,当绝缘节处无列车通过时,电流为0,即使两端的电压大于12 V也不会产生电弧,而绝缘节两端的轨道由于负载不同,其电压很容易超过12 V,从而导致消弧装置频繁闭合,进而影响段内杂散电流的分布[21-22]。消弧装置控制电路的触发逻辑优化为无列车通过时绝缘节两端电压大于60 V或列车通过时触发闭合导通信号,这样既可以保证消弧装置的作用,又可以防止在没有电弧产生时的频繁误动作,有效控制正线杂散电流对车辆段的影响[23-24]。

2.2 二极管支路的影响

工况二是在工况一的基础上拆除出入段单导,即实现正线与车辆段的双向截断。图13为两种工况下轨道对地电位比较。可见,工况二下正线轨道对地电位、库外轨道对地电位和库内轨道对地电位较工况一下对应电位明显降低,其正向电位平均值分别为3.27 V、0.45 V和0.53 V,均满足标准要求（轨道对地电位正向平均值应小于5 V）[25],且库内和库外轨道对地电位均以负向波动为主,正向波动频次和幅度有限,可近似忽略。这也验证了2.1章节中“消弧装置反向导通对段内轨道对地电位正向波动有显著影响”的观点。

图 13 两种工况下轨道对地电位比较

Figure 13. Comparison of rail-to-ground potentials of rail under two working conditions

进一步统计此时库前单导流经电流情况,如表3所示,单导正向流经电流极值小于1 A,负向无电流通过,段内杂散电流显著减小。

表 3 库前单导流经电流统计表（工况二）

Table 3. Statistical table of current through one-way conduction device before parking garage (working condition of No.2)

电流方向	电流/A
电流方向	极值	10%峰值平均值	平均值
正向	0.93	0.53	0.17
负向	0.00	0.00	0.00

根据两种工况下管道通电电位曲线,分别统计2 h内1#至3#监测点管道通电电位相对于夜间平稳电位的偏移量（ΔE）,如图14所示。由图14可见,在两种工况下,不同监测点管道通电电位偏移量差异不明显；相比于工况一下,工况二下管道通电电位波动幅度略有增大,且负向偏移变化更为明显。

图 14 两种工况下各监测点处管道电位偏移量比值

Figure 14. Ratios of potential offset of pipeline at each monitoring point under two working conditions

进一步解析此工况下管道通电电位与轨道对地电位的相关性,得到相关性系数矩阵如图15所示。对比图10可知,实现正线与车辆段双向截断后即在工况二下,管道通电电位与正线轨道对地电位相关度提高,而与段内轨道对地电位的相关度减弱。这可能是由于工况二下管道通电电位波动受正线的影响程度进一步增大,原来被段内轨道吸收和经段内轨道泄漏的杂散电流改由管道吸收和泄漏,从而导致杂散电流对管道的干扰程度增大。

图 15 轨道与管道电参数相关性系数矩阵（工况二）

Figure 15. Correlation coefficient matrix of rail and pipeline electrical parameters (working condition of No.2)

综合以上内容可以推断,当无列车通过绝缘节时,正线和车辆段的双向截断可有效减小车辆段内的杂散电流,但对于同时与车辆段和正线并行接近且受正线影响程度相对较高的埋地管道而言,干扰无明显缓解,且可能导致管道通电电位波动幅度增大,应引起重视。

近年来,具备双向截断功能的新型单导逐渐取代了传统单导,在我国各城市轨道交通线路中的应用逐步普及[26-28]。其核心在于对传统单导内部二极管支路的优化和改造,代表性的优化方案[29-30]有两种。一种方案是采用接触器代替二极管,优化后的单导系统主要由1路接触器支路、1路电动隔离开关支路、1路自动消弧装置支路和1套光电位置传感器构成,如图16（a）所示。当光电位置传感器检测到列车第一个轮对进入时,接触器导通,绝缘节两端轨道电连接；当检测到列车的最后一个轮对离开时,接触器断开,正线与车辆段双向截断。另一种方案是在原有绝缘节和单向导通装置的基础上,在靠近车辆段方向增加一组绝缘节和一套定向回流装置,如图16（b）所示。定向回流装置由2路二极管支路、1路电动隔离开关和1路自动消弧装置构成。2路二极管支路分别连接至绝缘节两端,负极连接至车辆段内变电所负极,实现段内、正线牵引电流各自回流的目的。但采用这种方式时,两个绝缘节之间的轨道可能会遭受较为严重的杂散电流干扰。

图 16 优化后的单导结构示意

Figure 16. Schematic diagram of optimized one-way conduction device system: (a) plan A: (b) plan B

对于与本案例中类似情形的管道,加强正线轨道绝缘水平是唯一从源头降低杂散电流的有效措施,但由于种种原因,正线轨道的绝缘水平往往都不理想,作者团队测得国内某地铁正线轨道的对地过渡电阻仅为0.50Ω·km,远小于标准要求值15Ω·km,这也是目前国内地铁普遍面临的尴尬处境[31-33]。

2.3 库内轨道接地方式的影响

工况三是在工况二的基础上闭合库内OVPD,使库内轨道与段内接地系统电连接。此时,正线与车辆段在出入段处被双向截断,而库内轨道与大地直接电连接。对比分析工况三和工况一下库前单导流经电流和库内OVPD流经电流,结果如表4所示。由表4可知,两种工况下库前单导流经电流相近,极值大于300 A。工况三下OVPD流经的电流与库前单导流经的电流接近且均为单方向,段内依旧存在大量的杂散电流,由此可以推断此工况下段内杂散电流的路径为：段内接地系统→库内轨道→库前单导→库外轨道→出入段绝缘节→大地→正线。

表 4 两种工况下库前单导流经电流和库内OVPD流经电流

Table 4. Current through one-way conduction device before parking garage and current through OVPD in parking garage under two working conditions

工况	电流方向	库前单导流经电流/A			库内OVPD流经电流/A
工况	电流方向	极值	10%峰值平均值	平均值	极值	10%峰值平均值	平均值
三	正向	308.01	145.58	36.61	0.00	0.00	0.00
一	正向	361.62	99.01	43.84	—	—	—
三	负向	0.00	0.00	0.00	-308.46	-142.77	-31.71
一	负向	0.00	0.00	0.00	—	—	—

工况三下库内和库外轨道对地电位分布如图17所示,与图13类似,此时库内和库外轨道对地电位均为负向波动且受库内接地的影响,电位幅值很小。对比分析两种工况下管道通电电位波动情况（2 h测量时间）可知,管道通电电位正向波动幅度无明显差异,但在工况三下负向波动幅度明显小于工况二下负向波动幅度,如图18所示。这可能是由于更多的电流被段内接地吸收返回正线,管道吸收的杂散电流量有所减小,具体原因有待进一步的研究。