直流雜散電流對埋地管道電位干擾研究*

秦永祥 史笑雨 崔艷雨 丁清苗

中國民航大學機場學院

城市的快速發展使電氣化鐵路、輸電線路和埋地管道不可避免地集中鋪設，當埋地金屬管線與電氣化鐵路平行或交叉鋪設時，就可能產生由直流雜散電流排放而引起的雜散電流腐蝕的危險。在雜散電流作用區，由于雜散電流產生的腐蝕而導致埋地管線的腐蝕速率增高，使埋地管線受到嚴重的干擾[1～5]。馮一鳴等[6]研究了交流雜散電流對地下金屬設備腐蝕的影響，結果表明交流雜散電流使試樣的腐蝕速度增加了18.8%。曹阿林等[7]通過模擬實驗，研究了土壤電阻率、金屬管線埋地深度和水平凈距、金屬管線層破損率、對地電位等因素與雜散電流的密度關系，研究表明，在外加電流相同情況下，埋地金屬管道中雜散電流隨著土壤電阻率、埋地深度和電阻絲水平凈距的增大而減小，隨著管道涂層破損率的增大而增大。ALLAHKARAM 等[8]通過對受到動態雜散電流干擾的天然氣管道的腐蝕檢查片進行埋設，經過實驗與理論計算進行對比發現實際腐蝕速率僅為計算腐蝕速率的27%。ZABOLI[9]和BERTOLINI[10]等認為雜散電流易于從管道接地電阻抗較小的部位流入土壤，腐蝕大都集中在這些位置。近年來，包括有限元法和邊界元法在內的數值模擬方法對雜散電流引起的腐蝕進行了量化評價[11-12]，對保障埋地管道和其他設施的安全運行具有積極意義。

通過進行直流雜散電流對埋地管道的干擾實驗，測量管地電位的偏移量，從而得出直流雜散電流對埋地管道的影響規律，并采用多物理場仿真軟件COMSOL Multiphysics 進行模擬驗證，為鋼質管道在雜散電流干擾環境中的應用提供了一定的理論支持。

1 研究方法與過程

1.1 實驗方法

選用長1.8 m 的X56 鋼管，用環氧煤瀝青漆對其進行防腐處理，在管道兩端距離端口0.3 m 處制造2.31 cm2的模擬破損點；采用與管道平行敷設電阻絲模擬雜散電流，實驗如圖1所示。設定距管道一端0.3、0.7、1.1、1.5 m 處為測試點。研究不同并行間距、不同并行長度以及施加不同電壓時，直流雜散電流對埋地管道陰極保護的干擾情況。

圖1 雜散電流對管道干擾的示意圖Fig.1 Schematic diagram of stray current interference on the pipeline

將管道埋入室外土壤中，埋深為15 cm，如圖2 所示，在兩個破損點之間每隔0.2 m 取一個測試點，研究破損點距離與管地電位的變化關系。

1.2 建立仿真模型

依據實驗構建幾何模型及網格劃分結果如圖3所示，電解質（土壤）為無限大區域。為了使模擬結果更加精準，模型網格劃分采用較細化處理。

圖2 破損點對管地電位影響實驗示意圖Fig.2 Schematic diagram of the effect experiment of damage point on pipe-to-soil potential

圖3 物理模型網格結構Fig.3 Physical model of grid structure

1.3 控制方程及邊界條件

在電化學反應中帶電粒子在電解質溶液中的運動有對流、擴散和電遷移。假設土壤中離子濃度是均勻的，土壤呈電中性，且土壤為不可壓縮電解質，則可以不考慮對流和擴散對離子傳質的影響，電流的變化只由離子的電遷移所引起，則電流密度i可表示為

式中：i為電流密度，A/m2；σe為電解質（土壤）電導率，0.005 S/m[13]；e為電場強度，V/m。

穩態連續性方程為

在穩態條件下，電位分布方程為

所以在本模型中電位分布為Laplace方程

本模型中，電阻絲上被施加恒定的電壓，所以其邊界條件為

管道在動電位極化條件下，活性陽極溶解時電極的凈極化電流密度Iloc和體系的極化電位符合Butler-Volmer電極動力學方程

考慮到電極與溶液界面的電位差受電流密度的影響，所以

式中：i0為交換電流密度，mA/m2；η為過電位，V；αa為陽極傳遞系數；αc為陰極傳遞系數；F為法拉第常數，F=9.648 56×104C/mol；R為氣體常數，R=8.314 J/(mol·K)；φs,set為外部電位；Eeq為平衡電位，mV。

按表1成分配制土壤模擬溶液，使用傳統的三電極體系在土壤模擬溶液環境中測量X56鋼管的極化曲線，如圖4所示。

表1 土壤模擬溶液成分Tab.1 Soil simulation solution components

圖4 X56鋼在土壤中的極化曲線Fig.4 Polarization curve of X56 steel in soil

圖4 中縱坐標電位是相對于飽和硫酸銅的電位，因為金屬的電位不能直接測得，需要一個參比標準，一般用飽和硫酸銅和飽和甘汞電極；橫坐標是電流密度，取以10 為底的對數。電極動力學參數如表2所示。

表2 電極動力學參數Tab.2 Electrode kinetic parameters

根據邊界條件求解Laplace 方程（4），求得X56 管線鋼表面的電位分布。X56 管線鋼的摩爾質量根據下面公式（8）進行計算。

式中：Ma、Mb、Mc…Mz代表合金中不同元素的質量分數；A%、B%、C%…Z%代表相應的元素在管線鋼中的質量分數。

X56管線鋼的組成成分如表3所示。

表3 X56管線鋼組成成分Tab.3 X56 pipeline steel components 質量分數

2 結果與討論

2.1 破損點對管地電位的影響

在含有兩個破損點的管道埋入土壤中穩定24 h后，對圖2所示的各點測量其管地電位，將管道一端的破損點E用絕緣膠帶封住，只保留另一端的破損點K，對七個測試點測量其管地電位，根據測量數據得出的破損點與管地電位的關系曲線，如圖5所示。

圖5 破損點對埋地管道管地電位的影響Fig.5 Effect of damage point on the pipe-to-soil potential of buried pipeline

由圖5可知，當有破損點時，埋地管道中電場呈不均勻分布，存在電位梯度，因此金屬內部的自由電子會在電場力的作用下發生定向移動，其陽離子與電子會發生分離，由于電場力的作用，部分電流會從電阻絲中流出并流入土壤和埋地金屬管線中，然后電流會從埋地金屬物中流向大地，由大地再流向牽引變電所的負極，因此造成了埋地金屬管線的雜散電流腐蝕。當含有一個破損點時，管道表面的電位E與破損點及待測點之間的距離負相關，且基本符合線性方程E=-0.006 1x-0.339 1；當含有兩個破損點時，由于在中點位置距離破損點位置最遠，所以在管道表面電位呈先增大再減小的趨勢，并且電位E與破損點及待測點之間的距離符合二次函數方程E=-0.019 9x2+0.036 6x-0.358。這是因為當管道表面的涂層出現破損時，涂層會與管道之間形成電偶腐蝕[14]，從而在破損點的位置加速管道的腐蝕，因此涂層出現的破損點越多，管道腐蝕的速率越快。

2.2 并行間距的影響

取外加直流電壓15 V，改變并行長度，測量不同并行間距（5、10、15 cm）時直流雜散電流對埋地管道陰極保護的影響，實驗所得結果如圖6 所示。采用COMSOL對圖3所示的模型施加相同的邊界條件，其所得結果如圖7所示。

圖6 不同并行間距下的管地電位變化曲線Fig.6 Curves of pipe-to-soil potential change under different parallel spacing

圖7 模擬不同并行間距下的管地電位變化曲線Fig.7 Simulation of pipe-to-soil potential change curves at different parallel spacing

由圖6、圖7 可知實驗結果與模擬結果十分相近，具有相同的變化趨勢，在外加電壓相同時，改變并行長度，不同并行間距下的管地電位變化趨勢基本相同，且并行長度越長，各并行間距間的走向趨勢越明顯。在不同的并行長度下均可以發現，并行間距與管地電位的最大正向偏移量呈負相關，即并行間距越大，管地電位的最大正向偏移量越小，直流雜散電流對埋地管道的腐蝕影響越小。因此，在實際施工過程中，若埋地管道無法避開與輸電線及鐵軌并行時，應盡量拉大他們的并行間距，減少雜散電流對埋地管道的影響。

2.3 并行長度的影響

取管道與電阻絲的并行間距為15 cm，改變外加電壓，測量不同并行長度（0.6、1.2、1.8 m）下直流雜散電流對埋地管道陰極保護的影響，所得實驗結果如圖8所示，采用上述條件用COMSOL進行模擬所得管道表面電位及其變化情況如圖9所示。

由圖8、圖9 可知實驗結果與模擬結果在數值上存在一定的偏差，但整體變化趨勢基本相同。在并行間距為15 cm時，施加相同的直流電壓，并行長度與管地電位的最大正偏移量呈正相關，即并行長度越大，管地電位的最大正向偏移量越大，直流雜散電流對埋地管道的影響越嚴重。因此，在施工過程中應盡量減小埋地管線與輸電線的并行長度，減少雜散電流對埋地管道的腐蝕影響。

圖8 不同并行長度下的管地電位變化曲線Fig.8 Curves of pipe-to-soil potential change under different parallel lengths

圖9 模擬不同并行長度下的管地電位變化曲線Fig.9 Simulation of pipe-to-soil potential change curves under different parallel lengths

2.4 施加不同電壓的影響

取并行長度1.8 m，改變并行間距，測量不同干擾電壓（5、10、15 V）時直流雜散電流對埋地管道陰極保護的影響，實驗如圖10 所示，模擬結果如圖11所示。

由圖10、圖11 可知實驗結果與模擬結果相差較小，在并行長度為1.8 m 時，不同的并行間距下，均有相同變化趨勢，即外加電壓與管地電位的最大正向偏移量成正相關，因此，隨外加電壓的增大，電流密度增強，直流雜散電流對埋地管道腐蝕的影響越大。在外加電壓為15 V，并行間距為5 cm時，管地電位的正向偏移量最大，此時，直流雜散電流對埋地管道的腐蝕影響最大，嚴重時可能會破壞管道防腐層，造成腐蝕穿孔等事故。因此，實際生產中應盡量避免高外加電壓、短并行間距的出現，防止埋地管道超出最小保護電位范圍。

由實驗結果與仿真結果對比可知，軟件模擬中管道電位的最大正向偏移量較實驗數據較小，這是由于實驗過程中除雜散電流外可能還有環境中其他因素對管道腐蝕造成了影響，因此實驗電位變化較模擬結果更明顯。

圖11 模擬不同電壓干擾下的管道電位變化曲線Fig.11 Simulating of the potential change curves of pipeline under different voltage disturbances

3 結論

通過實驗及數值模擬研究了雜散電流對埋地管線鋼電位的干擾規律，所得出的結論反映了X56管線鋼在近中性土壤中的電位變化情況。如果考慮材料表面的鈍化，或土壤酸堿度的改變則所得結果可能會有一定的差異。

（1）管道表面涂層出現破損，管道與涂層之間會形成電偶腐蝕。在破損點位置土壤中的雜散電流在破損點位置進入管道，并且距離破損點越近，管地電位越低。當涂層表面只有一個破損點時，管道表面的電位與破損點及待測點之間的關系符合線性方程；當涂層表面含有兩個破損點時，管道表面電位與破損點及待測點之間的距離符合二次函數方程。

（2）管道電位的最大正向偏移量與并行長度和外加電壓呈正相關，與并行間距呈負相關，在高外加電壓、短并行間距時，電流瞬時增大，管地電位正向偏移最大，此時對埋地管道腐蝕的影響最大。