圖 1 管道與地鐵線路的相對位置關系
Figure 1. Relative position between pipeline and metro line
分享：影響地鐵車輛段雜散電流分布及其對臨近埋地鋼質油氣管道干擾的關鍵因素
地鐵車輛段由于軌道絕緣等級相對較低（國內多個車輛段測試結果為0.1~0.2Ω）,一直是地鐵系統雜散電流防控的薄弱環節,國內地鐵幾乎都存在車輛段雜散電流超標的現象,段內設備燒損、掛地線打火、軌電位頻繁動作等現象也時有發生[1-6]。相關測試結果顯示,即使車輛段內整流機組完全斷電,經出入段單向導通裝置回流的正線饋電電流也可高達500~1 000 A[7],導致臨近埋地鋼質管道陰極保護電位顯著波動[8-9]。近年來,國內外學者針對地鐵車輛段雜散電流問題開展了一些研究,但聚焦車輛段雜散電流對臨近埋地鋼質管道干擾關鍵因素測試的研究鮮有報道。作者以國內某地鐵線路車輛段及其臨近的埋地鋼質管道為研究對象,采用GPS同步測量的方式對車輛段軌道、管道的電位和電流參數進行監測,對比分析了單導柜自動消弧裝置、單導柜二極管支路和庫內軌道接地方式三個關鍵因素對段內雜散電流分布和管道干擾的影響,并介紹了相應的優化措施,希望為地鐵雜散電流的防護提供指導和借鑒。
1. 現場測試
1.1 測試位置
地鐵車輛段與臨近埋地管道3個監測點的相關位置關系如圖1所示,管道監測點與地鐵車輛段及臨近地鐵車站的方位關系和相對距離見表1。可見,管道1#~3#監測點均位于對應車輛段的同側,除與車輛段臨近外,還與地鐵正線并行接近,最小垂直距離約2.3 km。
表 1 管道各監測點與地鐵車輛段及車站的方位和距離統計表
Table 1. Statistical table of orientation and distance among pipeline monitoring points, metro depot and station
| 管道監測點 | 相對于車輛段和車站的方位 | 與車輛段的距離/km |
|---|---|---|
| 1# | 右側 | 4.67 |
| 2# | 右側 | 2.61 |
| 3# | 右側 | 4.69 |
圖2為車輛段牽引負回流系統示意圖。在停車庫、靜調庫和出入段分別設置了兩臺單向導通裝置（以下稱單導）,單向布置于軌道的兩側。各股軌道間通過均流線連接在一起,段內整流機組提供的牽引電流分別經庫前單導、靜調庫前單導和出入段處回流電纜流回至段內變電所負極,正線回流電流經出入段單導流回正線。庫內軌道經軌電位限制裝置（OVPD）與接地網連接,保護動作閾值設置為60 V。單導內部結構如圖3所示,其中包含了5路二極管并聯支路、1路自動消弧裝置支路和1路電動隔離開關支路。二極管并聯支路用于回流正線牽引電流。自動消弧裝置支路用于限制絕緣節兩端電壓降,避免鋼軌打火,保證人身安全,其控制回路主要由可控硅構成,通過兩個導通邏輯控制：一個是光電傳感器探測到列車通過絕緣節；另一個是絕緣節兩端的電壓降大于其正向導通電壓U0。滿足其中一個邏輯即可觸發閉合導通信號,該車輛段自動消弧裝置的U0設置為12 V。當主回路快速熔斷器熔斷或二極管損壞時,電動隔離開關支路可實現絕緣節兩端軌道短接,不影響機車的正常運行[10]。
圖 2 車輛段牽引負回流系統示意圖
Figure 2. Schematic diagram of metro depot traction negative return system
圖 3 單向導通裝置內部結構圖
Figure 3. Internal structure diagram of one-way conduction device
1.2 測試參數與工況
在測試過程中共涉及三種工況：出入段單導正常運行和庫內OVPD分閘（以下稱工況一）；出入段單導拆除和庫內OVPD分閘（以下稱工況二）；出入段單導拆除和庫內OVPD合閘（以下稱工況三）。為了規避地鐵系統因不同時間段發車頻率不同造成的影響,選取相同發車頻率時間段開展測試,且測試期間車輛段混合變電所始終處于斷電狀態,每種工況的測試時間為2 h。同時,為了避免車輛段和臨近的地鐵車站內OVPD合閘對測試結果的影響,在整個測試過程中保證臨近車站內的OVPD始終處于分閘狀態。
測試參數包括：管道通/斷電電位、正線軌道對地電位、段內（庫內和庫外）軌道對地電位、出入段單導流經電流、庫前單導流經電流和庫內OVPD流經電流。管道與車輛段的電位和電流參數通過數據采集記錄儀的GPS模塊實現同步測試,同步時間誤差小于0.1 s。
1.3 測試方法
1.3.1 管道通/斷電電位
目標埋地油氣管道外徑為1 219 mm,采用3PE防腐蝕涂層,埋深2 m。為了充分評估管道受地鐵雜散電流干擾影響,出于保守考慮,選取1 cm2陰極保護檢查片測試管道電位。陰極保護檢查片埋設于管道測試樁處,與管道同埋深,與管道外壁水平間距為300 mm。通過測試樁將陰極保護檢查片與管道實施電連接,待試片極化24 h后,利用uDL2 Micro Data Logger型數據記錄儀測試試片的通/斷電電位,通斷周期為12 s/3 s,采樣頻率為1 s/次。圖4為管道電位測試原理圖。
1.3.2 軌道對地電位
正線軌道和庫外軌道對地電位的測試位置為出入段單導處,如圖5所示。單導內部設置有兩個電纜連接母排,分別連接絕緣節兩端的正線軌道和庫外軌道。采用便攜式硫酸銅參比電極和uDL1 Micro Data Logger數據記錄儀對正線軌道和庫外軌道對地電位進行連續監測,采樣頻率為1 s/次。測試前將uDL1 Micro Data Logger數據記錄儀的量程設置為高量程（+150 V/-150 V）,記錄儀正極連接至軌道端子母排,負極連接至便攜式硫酸銅參比電極。庫內軌道對地電位的測試位置為庫前單導處,測試方法同上。
圖 5 軌道對地電位測試原理圖
Figure 5. Schematic diagram of testing rail-to-ground potential
1.3.3 單導流經電流、庫內OVPD流經電流
采用uDL1 Micro Data Logger數據記錄儀分別測試單導內線路總電流傳感器（圖3中FL處）和OVPD內的電流傳感器兩端電壓,根據電壓換算成電流。單導和OVPD的電流傳感器規格分別為：2 500 A/75 m V和1 000 A/60 mV。規定車輛段至正線方向為出入段單導正電流方向,庫內至庫外方向為庫前單導正電流方向,軌道至地為OVPD正電流方向。測試前將uDL1 Micro Data Logger數據記錄儀的量程設置為低量程（+150 mV/-150 mV）,采樣頻率為1 s/次。
2. 結果與討論
2.1 自動消弧裝置的影響
在工況一下,庫內、庫外軌道對地電位和出入段單導流經電流如圖6所示。庫內軌道對地電位與庫外軌道對地電位具備良好的對應性和相關性,庫內軌道對地電位略正于庫外軌道對地電位。這主要是因為在該測試時間段內,庫前單導始終有正向電流流過,如圖7所示,庫內軌道與庫外軌道始終保持電連通狀態。由于二極管的正向壓降,庫內軌道對地電位略正于庫外軌道對地電位,出入段單導正向流經電流始終與負值的軌道對地電位相對應,即庫內外軌道對地電位為負值時才會有正向電流流經出入段單導,且電位越負,單導正向流經電流幅值越大。圖6對應時間段內單導正向流經電流極值約183 A。除了正向電流外,部分時刻有負向電流流經出入段單導,即從正線流入車輛段線。圖6對應時間段內負向電流極值約90.77 A,庫內外相應的軌道對地電位呈現正值。簡而言之,在工況一下,來自正線的雜散電流經出入段單導流入和流出車輛段,段內相應的軌道對地電位呈現正向和負向波動。
圖 6 庫內、庫外軌道對地電位和出入段單導流經電流（工況一）
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)
圖 7 庫內、庫外軌道對地電位和庫前單導流經電流（工況一）
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)
由于測試時,車輛段內的整流機組完全斷電,因此流經單導的電流均為來自正線的雜散電流。結合圖3進一步分析出入段單導流經電流與正線軌道對地電位、正線軌道與庫外軌道間電位差之間的關系,結果如圖8所示。由圖8（a）可知,當正線軌道對地電位為負值時,出入段單導存在正向電流,當正線軌道對地電位為正值且幅值較小時,無電流流經單導,即此時沒有雜散電流流入車輛段。這是因為當正線軌道對地電位U1為負值時,段內軌道對地電位U2也為負值（見圖6）,此時地電位正于軌道電位,電流從大地流向軌道。由于段內軌道受軌道制式及環境的影響,絕緣性能相對比較薄弱,大地中的雜散電流Is很容易通過段內軌道匯集,并通過出入段單向導通裝置流回正線軌道,如圖9所示,此時車輛段相當于一個大的電流吸收源。而當正線軌道對地電位為正值時,由于絕緣節的存在和二極管的反向截斷效應導致電流無法通過單向導通裝置流入車輛段[12-14]。由圖8（b）可知,當絕緣節兩端正線和段內軌道電位差大于消弧裝置的導通電壓U0（設置為12 V）時,消弧裝置支路反向導通,出入段單導出現負向電流,相應的軌道對地電位出現正向波動,且正線和段內軌道電位差越大,單導負向電流和段內軌電位幅值越大。
圖 8 出入段單導流經電流與正線軌道對地電位、正線與段內軌道電位差的關系（工況一）
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)
圖 9 正線雜散電流回流示意圖
Figure 9. Schematic diagram of main line stray current return circuit
利用Pearson相關性分析方法[15-16]對軌道對地電位、電流參數與管道通電電位的相關性進行解析,得到相關性系數矩陣,結果如圖10所示。由圖10可知,管道通電電位與軌道對地電位和電流參數的相關性系數絕對值均小于0.8,且與正線軌道對地電位的相關性相對較高。結合圖1所示的管道和地鐵線路相對位置關系,可以推斷本案例中管道與車輛段和正線同時并行接近時,管道通電電位受正線和車輛段雜散電流耦合影響,與單一位置處的軌道對地電位或單導流經電流間均無顯著的相關性,且受正線雜散電流的影響程度相對較高。因此,選取正線軌道對地電位輔助分析管道通電電位波動情況,結果如圖11所示。2#測試樁位置處管道夜間平穩通電電位平均值為-1.50 V（相對于銅/硫酸銅參比電極,CSE）,管道通電電位隨正線軌道對地電位發生交替的正向和負向偏移,測量時間段內（2 h）,1#至3#測試樁處管道通電電位分布及其相對于夜間平穩電位的正負向偏移比例統計如圖12和表2所示。統計結果與一般認為車輛段附近管道通電電位正向偏移的觀點存在一定的差異[17]。
圖 10 軌道與管道電參數相關性系數矩陣（工況一）
Figure 10. Correlation coefficient matrix of rail and pipeline electrical parameters (working condition of No.1)
圖 11 正線軌道對地電位和管道通電電位分布曲線（工況一）
Figure 11. Distribution curves of rail-to-ground potential of main line and on-potential of pipeline (working condition of No.1)
圖 12 各監測點處管道通電電位分布
Figure 12. Distribution of pipeline on-potentials at testing points of No.1 (a), No.2 (b), and No.3 (c)
表 2 各監測點管道通電電位正負向偏移統計表
Table 2. Statistical table of positive and negative deviation of pipeline on-potential at each monitoring point
| 管道監測點 | 穩定狀態下管道通電電位/V | 正向偏移比例/% | 負向偏移比例/% |
|---|---|---|---|
| 1# | -1.38 | 65.5 | 34.5 |
| 2# | -1.50 | 59.9 | 40.1 |
| 3# | -1.48 | 61.3 | 38.7 |
綜上所述：受消弧裝置反向導通的影響,段內軌道對地電位呈現交替性的正負向波動；受正線和消弧裝置反向導通的綜合影響,臨近埋地管線電位相對于夜間平穩電位也呈現交替性的正負向偏移。消弧裝置反向導通對段內軌道對地電位正向波動和受車輛段雜散電流干擾的臨近埋地管道電位負向偏移有顯著影響。因此,控制消弧裝置反向導通可起到抑制段內軌道對地電位正向波動和管道電位負偏的效果。根據電弧理論,當開斷電源電壓大于10~12 V、電流大于80~100 mA時,分開的觸頭就會產生電弧[18-20]。因此,消弧裝置的導通電壓U0閾值一般設置為12 V。但實際上,當絕緣節處無列車通過時,電流為0,即使兩端的電壓大于12 V也不會產生電弧,而絕緣節兩端的軌道由于負載不同,其電壓很容易超過12 V,從而導致消弧裝置頻繁閉合,進而影響段內雜散電流的分布[21-22]。消弧裝置控制電路的觸發邏輯優化為無列車通過時絕緣節兩端電壓大于60 V或列車通過時觸發閉合導通信號,這樣既可以保證消弧裝置的作用,又可以防止在沒有電弧產生時的頻繁誤動作,有效控制正線雜散電流對車輛段的影響[23-24]。
2.2 二極管支路的影響
工況二是在工況一的基礎上拆除出入段單導,即實現正線與車輛段的雙向截斷。圖13為兩種工況下軌道對地電位比較。可見,工況二下正線軌道對地電位、庫外軌道對地電位和庫內軌道對地電位較工況一下對應電位明顯降低,其正向電位平均值分別為3.27 V、0.45 V和0.53 V,均滿足標準要求（軌道對地電位正向平均值應小于5 V）[25],且庫內和庫外軌道對地電位均以負向波動為主,正向波動頻次和幅度有限,可近似忽略。這也驗證了2.1章節中“消弧裝置反向導通對段內軌道對地電位正向波動有顯著影響”的觀點。
圖 13 兩種工況下軌道對地電位比較
Figure 13. Comparison of rail-to-ground potentials of rail under two working conditions
進一步統計此時庫前單導流經電流情況,如表3所示,單導正向流經電流極值小于1 A,負向無電流通過,段內雜散電流顯著減小。
表 3 庫前單導流經電流統計表（工況二）
Table 3. Statistical table of current through one-way conduction device before parking garage (working condition of No.2)
| 電流方向 | 電流/A | ||
|---|---|---|---|
| 極值 | 10%峰值平均值 | 平均值 | |
| 正向 | 0.93 | 0.53 | 0.17 |
| 負向 | 0.00 | 0.00 | 0.00 |
根據兩種工況下管道通電電位曲線,分別統計2 h內1#至3#監測點管道通電電位相對于夜間平穩電位的偏移量（ΔE）,如圖14所示。由圖14可見,在兩種工況下,不同監測點管道通電電位偏移量差異不明顯；相比于工況一下,工況二下管道通電電位波動幅度略有增大,且負向偏移變化更為明顯。
圖 14 兩種工況下各監測點處管道電位偏移量比值
Figure 14. Ratios of potential offset of pipeline at each monitoring point under two working conditions
進一步解析此工況下管道通電電位與軌道對地電位的相關性,得到相關性系數矩陣如圖15所示。對比圖10可知,實現正線與車輛段雙向截斷后即在工況二下,管道通電電位與正線軌道對地電位相關度提高,而與段內軌道對地電位的相關度減弱。這可能是由于工況二下管道通電電位波動受正線的影響程度進一步增大,原來被段內軌道吸收和經段內軌道泄漏的雜散電流改由管道吸收和泄漏,從而導致雜散電流對管道的干擾程度增大。
圖 15 軌道與管道電參數相關性系數矩陣（工況二）
Figure 15. Correlation coefficient matrix of rail and pipeline electrical parameters (working condition of No.2)
綜合以上內容可以推斷,當無列車通過絕緣節時,正線和車輛段的雙向截斷可有效減小車輛段內的雜散電流,但對于同時與車輛段和正線并行接近且受正線影響程度相對較高的埋地管道而言,干擾無明顯緩解,且可能導致管道通電電位波動幅度增大,應引起重視。
近年來,具備雙向截斷功能的新型單導逐漸取代了傳統單導,在我國各城市軌道交通線路中的應用逐步普及[26-28]。其核心在于對傳統單導內部二極管支路的優化和改造,代表性的優化方案[29-30]有兩種。一種方案是采用接觸器代替二極管,優化后的單導系統主要由1路接觸器支路、1路電動隔離開關支路、1路自動消弧裝置支路和1套光電位置傳感器構成,如圖16（a）所示。當光電位置傳感器檢測到列車第一個輪對進入時,接觸器導通,絕緣節兩端軌道電連接；當檢測到列車的最后一個輪對離開時,接觸器斷開,正線與車輛段雙向截斷。另一種方案是在原有絕緣節和單向導通裝置的基礎上,在靠近車輛段方向增加一組絕緣節和一套定向回流裝置,如圖16（b）所示。定向回流裝置由2路二極管支路、1路電動隔離開關和1路自動消弧裝置構成。2路二極管支路分別連接至絕緣節兩端,負極連接至車輛段內變電所負極,實現段內、正線牽引電流各自回流的目的。但采用這種方式時,兩個絕緣節之間的軌道可能會遭受較為嚴重的雜散電流干擾。
圖 16 優化后的單導結構示意
Figure 16. Schematic diagram of optimized one-way conduction device system: (a) plan A: (b) plan B
對于與本案例中類似情形的管道,加強正線軌道絕緣水平是唯一從源頭降低雜散電流的有效措施,但由于種種原因,正線軌道的絕緣水平往往都不理想,作者團隊測得國內某地鐵正線軌道的對地過渡電阻僅為0.50Ω·km,遠小于標準要求值15Ω·km,這也是目前國內地鐵普遍面臨的尷尬處境[31-33]。
2.3 庫內軌道接地方式的影響
工況三是在工況二的基礎上閉合庫內OVPD,使庫內軌道與段內接地系統電連接。此時,正線與車輛段在出入段處被雙向截斷,而庫內軌道與大地直接電連接。對比分析工況三和工況一下庫前單導流經電流和庫內OVPD流經電流,結果如表4所示。由表4可知,兩種工況下庫前單導流經電流相近,極值大于300 A。工況三下OVPD流經的電流與庫前單導流經的電流接近且均為單方向,段內依舊存在大量的雜散電流,由此可以推斷此工況下段內雜散電流的路徑為：段內接地系統→庫內軌道→庫前單導→庫外軌道→出入段絕緣節→大地→正線。
表 4 兩種工況下庫前單導流經電流和庫內OVPD流經電流
Table 4. Current through one-way conduction device before parking garage and current through OVPD in parking garage under two working conditions
| 工況 | 電流方向 | 庫前單導流經電流/A | 庫內OVPD流經電流/A | ||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 極值 | 10%峰值平均值 | 平均值 | 極值 | 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 | 負向 | 0.00 | 0.00 | 0.00 | -308.46 | -142.77 | -31.71 |
| 一 | 負向 | 0.00 | 0.00 | 0.00 | — | — | — |
工況三下庫內和庫外軌道對地電位分布如圖17所示,與圖13類似,此時庫內和庫外軌道對地電位均為負向波動且受庫內接地的影響,電位幅值很小。對比分析兩種工況下管道通電電位波動情況（2 h測量時間）可知,管道通電電位正向波動幅度無明顯差異,但在工況三下負向波動幅度明顯小于工況二下負向波動幅度,如圖18所示。這可能是由于更多的電流被段內接地吸收返回正線,管道吸收的雜散電流量有所減小,具體原因有待進一步的研究。
圖 17 庫內和庫外軌道對地電位（工況三）
Figure 17. Rail-to-ground potentials inside and outside parking garage (working condition of No.3)
圖 18 兩種工況下各監測點處管道通電電位偏移量比值
Figure 18. Ratio of on-potential offset of pipeline at each monitoring point under two working conditions
綜合以上內容可知,當庫內軌道與接地系統直接連接或者庫內OVPD長時間閉鎖時,即使采取了2.2章節介紹的優化整改措施,車輛段仍面臨嚴重的雜散電流問題,在日常運營管理中應加以重視。
3. 結論
（1）自動消弧裝置反向導通對段內軌電位正向波動和受車輛段雜散電流影響的臨近埋地管道電位負向偏移有顯著影響,通過優化消弧裝置控制電路的觸發邏輯即無列車通過時絕緣節兩端電壓差大于60 V或列車通過時觸發閉合導通信號,可有效控制正線雜散電流對車輛段的影響。
（2）采用兩種代表性方案對傳統單導的二極管支路進行優化改造,實現無列車通過時正線和車輛段的雙向截斷可顯著降低車輛段內的雜散電流。
（3）若段內軌道與接地系統直接電連接或者庫內OVPD長時間閉鎖時,即使實現了正線和車輛段的雙向截斷,車輛段仍面臨嚴重的雜散電流問題。
（4）自動消弧裝置反向導通、二極管支路和庫內軌道接地方式是影響車輛段內雜散電流分布的三個關鍵因素,綜合考慮三種因素才能實現對車輛段雜散電流干擾的有效緩解。
文章來源——材料與測試網
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