人工触发闪电条件下近距离强雷电电磁脉冲对内浮顶油罐模型的耦合效应研究

陈思学，孙秀斌，李 哲，娄仁杰，陈绍东，张义军

(1.中国石油集团安全环保技术研究院有限公司大连分院，辽宁 大连 116033； 2.成都信息工程大学，成都 610225； 3.海南省气象探测中心，海口 570203； 4.中国气象局广州热带海洋气象研究所，广州 510080； 5.复旦大学大气科学研究院，上海 200438)

0 引言

随着经济社会的快速发展，对石油的需求急剧增长。油罐是用于存储原油和石油产品的主要设备，通常位于地势平坦的开阔地带，周围无高大建筑物，极易遭受雷电危害。据统计，1960-2003年间全球范围内242起油罐事故中，因雷击造成的占总数的33%，且呈逐年上升趋势[1]。储油罐一旦发生雷击火灾和爆炸，必将造成巨大的经济损失和人员伤亡，例如1989年8月12日山东黄岛油库爆炸导致90余人伤亡[2]，1995年10月24日印尼Gilacap油罐火灾造成财产损失3 800万美元[1]。

目前，国内外主要利用仿真和冲击试验的方法对油罐雷击火灾机理及其防护技术进行研究[3-5]。Huang等[6]针对黄岛油罐爆炸事故，将雷电通道近似为垂直于地面的单极子天线，利用电磁仿真软件HFSS，建立雷电通道和事故油罐模型，分析油罐中的电场分布，计算雷击点与油罐间的安全距离，提出油库雷电防护策略；Buccella等[7]以双指数函数为雷电流波形，建立油罐分布参数电路模型，利用电路分析软件SPICE得到罐壁的电位分布，并将其作为时域有限差分法(FDTD)的边界条件，计算直接雷击作用下油罐内存储的油品中的暂态电位大小；Liu等[8]以Heidler函数为通道基底电流，利用FDTD分析雷电流幅值、雷击点位置、土壤电阻率对油罐壁与浮盘间电场强度的影响；任晓明等[9]对浮顶油罐模型进行冲击电流试验(8/20 μs)，结果表明通过合理布置可伸缩的接地装置(SGD)能够快速泄放雷电流，有效避免浮盘与罐壁间产生火花放电；Liu等[10]利用冲击电压发生器模拟雷击过电压(1.2/50 μs)，测量浮盘上的感应电荷，研究雷电对浮顶油罐的间接效应。从以上分析可以看出，在仿真和冲击试验中普遍采用标准电流(电压)波形，而真实的自然闪电一般持续时间比较长，包含多次回击过程[11-14]。人工触发闪电能够较为真实地模拟自然闪电，为研究油罐在近距离雷电发生时的致灾机理提供了有效手段。

与实验室中通常采用油罐模型类似，本研究利用人工触发闪电试验，测量雷电击中内浮顶油罐模型附近区域时罐壁与浮盘间的电位差、油罐上和周围的仪器仪表信号线与电源线上的感应电压及接地网的地电位等参数，分析雷电电磁脉冲对罐体和传输线缆的耦合效应，为油罐防雷设计提供重要参考。

1 试验方案

本研究所进行的人工触发闪电试验在位于广州的中国气象局雷电野外科学试验基地进行。试验所用内浮顶油罐模型采用不锈钢制成，其直径(1.5 m)，约为实际大型油罐直径(约为60～100 m)的1/40到1/60。试验中对内浮顶油罐模型分别在接地与不接地条件下进行雷电防护技术研究。试验方案见表1。

表1 试验方案Table 1 Test scheme

2 试验布置

试验布置见图1，内浮顶油罐模型与引流杆、测试点1、测试点2和可燃气体报警仪的直线距离分别为23、38、34、2.5 m。内浮顶油罐模型上安装有雷达液位计，与测试点1之间的沟道内放置有金属槽，雷达液位计的两芯屏蔽信号线穿金属槽敷设或直接布设在沟道旁的地面上；可燃气体报警仪的探测端安装在内浮顶油罐模型旁边，而其控制端则放置在测试点2内，并由架空输电线路供电，探测端与控制端之间采用三芯屏蔽线穿钢管连接；控制室内完成信号采集与处理。

图1 试验布置图Fig.1 Layout of the experiment site

地网1和地网3均由水平接地体和垂直接地体组成，地网尺寸分别为10 m×10 m(5 m×5 m网格)和5 m×5 m，水平接地体规格为40 mm×4 mm的镀锌扁钢，埋地深度为0.6 m，垂直接地体规格为40 mm×40 mm×4 mm，长度为2.5 m的镀锌角钢分布在地网4个角；地网2由规格为40 mm×4 mm的镀锌扁钢构成2 m×2 m×2 m的立方体网格，中间浇筑水泥，埋地深度0.8 m。地网1、地网2和地网3的工频接地电阻分别为15 Ω、16.9 Ω和21 Ω。基准零电位1通过埋地电缆外引至距地网1约70 m处，用于测量人工触发闪电电流；基准零电位2通过埋地电缆外引至距地网2约45 m处，用于测量地网2的地电位抬升电压；基准零电位3通过埋地电缆外引至距地网3约60 m处，用于测量屏蔽信号线上的感应过电压；基准零电位4则以测试点2处的接地点为参考点，用于测量架空电源线上的感应过电压。

测试原理见图2，人工触发闪电成功后，一方面引流杆下的同轴分流器将雷电流转换为电压信号，另一方面分压器分别获取油罐壁与浮盘间的电位差、地网2的地电位抬升电压、雷达液位计的信号线与可燃气体报警仪控制端电源线上的感应电压。为了减小人工引雷试验过程中雷电电磁脉冲等干扰对测量结果的影响，这些信号经高压隔离采集系统前端电-光转换后通过光纤传送至控制室进行处理，控制室内的高压隔离采集系统后端将接收到的光信号转换成电信号，并由示波器采集和保存[15-16]。

图2 测试原理Fig.2 Diagram of test principle

3 数据分析

选取2019-07-07 T 18:04: 44和2019-07-22 T 14:55:53在工况一条件下成功触发的2次闪电(分别记作T1804和T1455)及2019-06-30 T 17:04:47在工况二条件下成功触发的1次闪电(记作T1704)的测量数据进行详细分析。

3.1 罐壁与浮盘间的电位差

内浮顶油罐能够有效减少油品蒸发损耗，如果罐壁与浮盘间的电位差过高可能产生火花，导致罐体内储存的油品燃烧和爆炸。罐壁与浮盘间的电位差不仅与雷电流特征有关，而且还受到地网2的地电位抬升电压变化的影响，表2所示为这些参数的统计值，其中电流特征参数的定义见文献[17-18]。图3以T1455中Ra1和T1704中Rb5为示例，给出了雷电流波形及对应的地电位抬升电压波形和罐壁与浮盘间的电位差信号。

表2 罐壁与浮盘间的电位差峰值及地电位抬升电压和回击电流波形特征参数Table 2 Peak values of potential differences between the tank wall and the floating plateand parametersof the GPR voltages and return strokes

从图中可以看出，T1455和T1704的地电位抬升电压与雷电流波形在整体上较为相似，都有陡峭的上升沿和缓慢的回零过程。T1455的6次回击电流峰值(I1peak)范围为-8.20 kA至-21.18 kA，平均为-23.39 kA；回击电流10%～90%上升陡度(G1)在19.28 kA/μs～67.78 kA/μs之间，平均为43.84 kA/μs；地电位抬升电压峰值(U2peak)范围为-4 833.3 V至-12 833.0 V，平均为-8 083.28 V；抬升电压10%～90%上升时间(tr2)在0.36 μs～0.44 μs之间，平均为0.39 μs，与对应回击电流10%～90%上升时间(tr1，平均为0.25 μs)相当；值得注意的是，虽然tr1的统计值比自然雷电要短，且I1peak处于较小区间，但人工引雷和自然雷电在内浮顶油罐模型和实际油罐上耦合的感应电压的变化规律是一致的；抬升电压在下降过程中叠加了小幅衰减的高频分量，其原因可能是经引流杆泄放入地的雷电流在基准零电位2的埋地电缆上的感应耦合造成的，因而表中未统计抬升电压波形的半峰宽度(t2HPW)；抬升电压10%～90%上升陡度(G2)范围为8.78 kV/μs～28.52 kV/μs，平均为16.90 kV/μs。罐壁与浮盘间的电位差峰值(UTWFP)仅仅在-45.0 V至-95.0 V之间，平均为-67.65 V，其原因在于罐体和拱顶的屏蔽作用使得雷电电磁脉冲在浮盘上产生的感应电压较低，罐壁与浮盘间的电位差较小。由于内浮顶油罐模型未接地，这个电位差的大小并未受到地网地电位变化的影响。虽然实际内浮顶油罐尺寸远大于油罐模型，但在实际内浮顶油罐未接地时，由于屏蔽效应，罐壁与浮盘间的电位差也相对较小。

图3 T1455中Ra1和T1704中Rb5的回击电流波形及对应的地电位抬升电压和罐壁与浮盘间的电位差Fig.3 Return stroke currents and GPR voltages and potential differences between the tank wall and the floating platefor Ra1 of T1455 and Rb5 of T1704

T1704的6次回击电流峰值(I1peak)范围为-5.73 kA至-31.15 kA，平均为-17.43 kA，引起的地电位抬升电压峰值(U2peak)在-1 666.7 V至-12 500.0 V之间，平均为-6 750.0 V； T1704的回击电流(tr1，G1)和地电位(tr2，G2)与T1455的对应波形特征基本一致。与T1455类似，表中也未统计T1704的抬升电压波形的半峰宽度(t2HPW)。T1704中罐壁与浮盘间的电位差峰值(UTWFP)在-4 750.0 V至-16 083.0 V之间，平均为-8 694.4 V，远大于T1455中的电位差峰值，这是由于内浮顶油罐模型接地后地网的地电位抬升电压直接拉高罐壁电位，从而显著增大了罐壁与浮盘间的电位差。由于实际内浮顶油罐的浮盘与罐底间的电容要比油罐模型的相应电容值大得多，因此实际内浮顶油罐接地后，一方面地电位的抬升使得罐壁的电位升高，另一方面经电容耦合至浮盘上的地电位抬升电压则明显减小，从而进一步增大罐壁与浮盘间的电位差。

为了进一步分析罐壁与浮盘间的电位差与雷电流及地电位之间的相关性，对T1455和T1704的6次回击过程的罐壁与浮盘间电位差峰值与回击电流峰值及地电位抬升电压峰值进行线性拟合，拟合曲线见图4和图5，拟合关系式如式(1)～式(3)：

图4 T1455罐壁与浮盘间的电位差峰值与回击电流峰值的拟合曲线Fig.4 Fitted line plot of peak values of potential differences between the tank wall and the floating plate versus that of return stroke currents for T1455

图5 T1704罐壁与浮盘间的电位差峰值与地电位抬升电压峰值及回击电流峰值的拟合曲线Fig.5 Fitted line plot of peak values of potential differences between the tank wall and the floating plate versus that of GPR voltages and return stroke currents for T1704

IT1455=0.23U1-2.89

(1)

UT1704=0.87U2-0.77

(2)

IT1704=2.06U2-0.47

(3)

其中，U1和U2分别为T1455和T1704的罐壁与浮盘间的电位差峰值，IT1455为T1455的回击电流峰值，IT1704与UT1704分别为T1704的回击电流峰值与地电位抬升电压峰值。由于内浮顶油罐模型未接地，因而未对T1455的罐壁与浮盘间的电位差峰值与地电位抬升电压峰值之间的相关性进行分析。

由拟合关系可以看出，T1455的罐壁与浮盘间的电位差峰值与回击电流峰值的相关系数(式(1))为R2=0.95；T1704的罐壁与浮盘间的电位差峰值与地电位抬升电压峰值的相关系数(式(2))为R2=0.91,与回击电流峰值的相关系数(式(3))为R2=0.92。罐壁与浮盘间的电位差与雷电流和地电位抬升电压均呈正相关，且拟合的相关系数都很高。与油罐模型类似，实际内浮顶油罐未接地时，罐壁与浮盘间的电位差与回击电流也呈正相关，并随着回击电流的增大而增大。此外，雷击点距离越近，罐壁与浮盘间的电位差越大。然而油罐的屏蔽作用却使得罐壁与浮盘间的电位差仍然较小。回击过程中的地电位抬升是由雷电流在土壤中的泄放和感应耦合共同作用的结果。雷电流越大，地电位抬升电压越大，从而导致油罐接地后罐壁与浮盘间的电位差越大。因此，在实际内浮顶油罐接地的情况下，罐壁与浮盘间的电位差主要受地电位抬升的影响，并且随着地电位的升高而进一步增大，可能产生火花放电，引发雷击火灾事故[19]。

3.2 雷达液位计信号线上的感应电压

雷击不仅会造成石油化工生产、贮存装置起火爆炸，还会引发仪器、仪表和电力线路严重损坏。为了研究近距离强雷电电磁脉冲对油罐区仪器仪表信号传输线的影响，将一根屏蔽信号线穿金属槽敷设，另一根屏蔽信号线直接布设在地面上，两根屏蔽信号线一端放置在内浮顶油罐模型旁，另一端连接高压隔离采集系统。表3给出T1455各次回击电流峰值及穿槽与不穿槽屏蔽信号线上的感应电压峰值，因测量过程中出现波形失真，表中未统计由T1455中Ra3在信号线上产生的感应电压。

表3 T1455各次回击在屏蔽信号线上产生的感应电压峰值Table 3 Peak values of lightning-induced voltages caused by return strokes for T1455

图6以T1455中Ra4为示例，给出了回击电流波形及对应的感应电压。从图中可以看出，不论穿槽与否，屏蔽信号线上耦合的感应电压波形与雷电流波形类似。穿槽屏蔽信号线上的感应电压(USSS)比不穿槽屏蔽信号线上的感应电压(UNSS)稍大，其原因可能是雷电电磁脉冲的能量主要集中在低频率段，可以穿透金属槽，此外金属槽距引流杆较近，静电感应增大了信号线上耦合电压的峰值。

图6 T1455中Ra4的回击电流波形及对应的感应电压Fig.6 Return stroke current and lightning-induced voltages for Ra4 of T1455

图7给出T1455中各次回击在穿槽与不穿槽屏蔽信号线上耦合的感应电压峰值与回击电流峰值的拟合曲线，拟合关系式如下：

图7 T1455中穿槽与不穿槽屏蔽信号线上应电压峰值与回击电流峰值的拟合曲线Fig.7 Fitted line plot of peak values of lightning-induced overvoltages on the shielded signal wire versus that of return stroke currents for T1455

IT1455=1.7U3-0.15

(4)

IT1455=1.86U4+0.3

(5)

其中，U3和U4分别为穿槽和不穿槽屏蔽信号线上耦合的感应电压峰值，IT1455为T1455的回击电流峰值。

由拟合关系可以看出，T1455的穿槽屏蔽信号线上耦合的感应电压峰值与回击电流峰值的相关系数(式(4))为R2=0.97；不穿槽屏蔽信号线上耦合的感应电压峰值与回击电流峰值的相关系数(式(5))为0.98。不论屏蔽信号线是否穿槽，感应电压与雷电流成正比，且相关性很高。屏蔽信号线上耦合的感应过电压极易造成油罐区仪器仪表中的信号采集和处理芯片等电子元器件失效或烧毁，因此应采取加装信号SPD和屏蔽信号线两端接地等措施，对油罐区仪器仪表起到保护作用。

3.3 可燃气体报警仪电源线感应过电压

为了分析雷电对油罐区仪器仪表架空电源线的影响，根据引雷试验场的条件，将可燃气体报警仪控制端的电源线连接在市电的空气开关上，见图8。引流杆与架空电源线间的直线距离约30 m，在火线上安装电源SPD，零线不作保护，对控制端进行供电。表4所示为T1804各次回击波形特征参数的统计值。图9给出了T1804各次回击电流波形。

图8 控制端电源线连接方式Fig.8 Connection tothe power cord at control terminal

图9 T1804回击电流波形Fig.9 Return stroke currents for T1804

表4 T1804回击电流特征参数Table 4 Parameters of the return strokes

从图中可以看出，T1804与T1455和T1704的雷电流波形类似，都有陡峭的上升沿和缓慢的回零过程。T1804的4次回击电流峰值(I1peak)在-6.67 kA至-25.07 kA之间，平均为-14.92 kA；对比分析T1804与T1455和T1704的回击电流波形特征参数(tr1、t1HPW、G1)，可以发现三者之间基本一致；回击过程的转移电荷量(Q)范围为0.25 C至2.65 C，平均为1.28 C，其中Rc1中叠加了M分量，转移电荷量最大。

图10给出火线和零线上的感应过电压波形。从图中可以看出，在首次回击Rc1之前火线上的工频电压波动是由初始电流脉冲引起的，并且火线和零线上的感应过电压波形在时间上有对应关系。图11所示为火线和零线上的感应过电压波形放大图。从图中可以看出电源SPD将火线上的感应过电压限制在700～800 V之间，而零线上的感应过电压峰值分别为-5 266.7、-6 466.7、-3 433.3、-4 466.7 V，平均为-4 908.4 V。

图10 T1804架空线火线和零线感应过电压波形Fig.10 Lightning-induced overvoltages on overhead phase wire and neutral wire for T1804

图11 T1804架空线火线和零线感应过电压波形放大图Fig.11 Detail of lightning-inducedovervoltages on overhead phase wire and neutral wirefor T1804

图12给出了零线上的感应过电压峰值与回击电流峰值的拟合曲线，拟合关系式如下：

图12 零线上的感应过电压峰值与回击电流峰值的拟合曲线Fig.12 Fitted line plot of peak values of lightning-induced overvoltageson the neutral wire versus that of return stroke currents for T1804

IT1804=6.43U5-16.63

(6)

其中U5为零线上的感应过电压峰值，IT1804为T1804的回击电流峰值。

由拟合关系可以看出，零线上的感应过电压峰值与回击电流峰值的相关系数(式(6))为R2=0.98。零线上的感应过电压与雷电流成正比，且拟合的相关系数很高。零线上的感应过电压峰值超过可燃气体报警仪控制端所能承受的耐冲击电压额定值[20]，从而造成可燃气体报警仪损坏，因此应在火线和零线上都安装电源SPD，确保油罐区仪器仪表正常工作。

4 结论

本研究对2019-06-30、2019-07-07和2019-07-22的3次内浮顶油罐模型人工触发闪电试验中获取的观测数据进行分析，得到的主要结论如下：

1)在内浮顶油罐模型接地的情况下，T1704的6次回击引起的地电位抬升电压峰值范围为-1 666.7 ～-12 500.0 V，平均为-6 750.0 V，相应的罐壁与浮盘间的电位差峰值在-4 750.0 V至-16 083.0 V之间，平均为-8 694.4 V；罐壁与浮盘间的电位差峰值与地电位抬升电压峰值和回击电流峰值的相关系数分别为0.91和0.92；地网地电位抬升是导致罐壁与浮盘间的电位差增大的主要因素，可能会产生火花放电从而引起火灾爆炸事故。

2)T1455的5次回击对应的穿槽屏蔽信号线上的感应过电压峰值范围为-4 650.0 V至-8 269.7 V，平均为-6 766.4 V；不穿槽屏蔽信号线上的感应过电压峰值在-4 081.3 V至-7 447.9 V之间，平均为-5 956.8 V；屏蔽信号线是否穿槽对感应电压的影响较小。近距离强雷电脉冲在屏蔽信号线上耦合的感应过电压极易造成油罐区仪器仪表中的信号采集与处理芯片等电子元器件失效或烧毁，应采取加装信号SPD和屏蔽信号线两端接地等措施，对油罐区仪器仪表起到保护作用。

3)T1804的4次回击引起的零线上的感应过电压峰值范围为-3 433.3 V至-6 466.7 V，而SPD则将火线上的感应过电压限制在700～800 V之间。近距离强雷电脉冲在输电线路上耦合的感应过电压可以达到几千伏，超过电子信息设备所能承受的耐冲击电压额定值，应在火线和零线上都安装电源SPD，确保油罐区仪器仪表正常工作。