隨著國民經濟的快速發展,我國油氣管道、電力線路和動力牽引系統(包括電氣化鐵路)的里程與日俱增。但受地理位置的限制,油氣管道與電力線路、動力牽引系統不可避免地出現并行敷設的情況,彼此會產生干擾和影響[1-4]。尤其是在列車加速和剎車階段,地電位梯度明顯超過標準限值[5-6],電氣化鐵路產生的雜散電流可使管道電化學腐蝕速率達到自然腐蝕速率的幾倍到十幾倍[7-8],易引發管道泄漏[9],具有極大的危害性,日益引起人們的重視[10]。

針對直流雜散電流干擾的判斷和評價方法,多個標準都做了相關規定,即管道斷電電位應達到陰極保護準則[11-13],但對于動態直流雜散電流干擾情況下管道陰極保護有效性的評價準則,各標準均沒有涉及[14]。在RPRCI的一份報告中曾經討論了采用－850 mV通電電位評價陰極保護的有效性[15],但該評價準則不能用于動態雜散電流干擾情況。持續波動的直流雜散電流會對管道/土壤界面雙電層產生充放電效果,而且在受到嚴重干擾的地區,很難從日常測試中獲得準確的斷電電位[16],因此難以評價管道實際受保護狀態。業內對動態直流雜散電流干擾的檢測與評價已進行了大量研究,但至今仍無法準確評價動態直流雜散電流干擾影響因素及干擾強度與管道腐蝕嚴重程度的對應關系[17]。

埋設檢查片是評價管道腐蝕風險最直接的辦法[18-19]。經統計分析可知,陰極保護度與管道真實保護電位之間有一定相關性[20]。為此,作者在部分管道沿線埋設了自腐蝕檢查片和陰極保護檢查片,并測試埋設點的土壤環境情況和陰極保護電位,以探索管道實際受保護狀態的評價方法。

1. 試驗

按照SY/T 0029－2012《埋地鋼質檢查片應用技術規范》選取50 mm×100 mm規格的檢查片。檢查片材料為管道工程用X70鋼,將線切割加工后檢查片表面磨光,采用中號鋼字模對檢查片打碼編號。將檢查片用丙酮脫脂-無水乙醇脫水清洗,吹干再放入干燥器內干燥24 h后稱量。安裝絕緣導線、掛編號牌。用易清除的耐水密封材料覆蓋檢查片編號、導線連接處和多余的裸露面,使得試片的裸露面積為2 cm×5 cm。

檢查片包括自腐蝕檢查片和陰極保護檢查片各3片,將其分別埋設在華南某管道測試樁附近管道兩側,裸露面背向管道,在檢查片上部設置銅/硫酸銅參比電極(CSE)。埋設24 h后測量檢查片的自腐蝕電位；采用數據記錄儀測量陰極保護檢查片的通/斷電電位(Eon/Eoff),每秒測試一個電位值,測量時間為5 min；使用ZC-8土壤電阻測試儀測量管道附近的土壤電阻率。1 a后將檢查片挖出,觀察腐蝕形貌,稱量,并計算其腐蝕速率。

2. 結果與討論

2.1 管道沿線土壤腐蝕性

完成自腐蝕檢查片和陰極保護檢查片埋設后,對其自腐蝕電位進行記錄,在檢查片開挖前,再次對自腐蝕檢查片的自腐蝕電位進行記錄,并測試土壤電阻率。自腐蝕檢查片的自腐蝕電位(Ecorr)、腐蝕速率(vcorr)和土壤電阻率(ρ)如表1所示。根據國標GB/T 21447－2018《鋼質管道外腐蝕控制規范》和GB/T 50568－2019《油氣田及管道巖土工程勘察標準》,分別以土壤電阻率和檢查片腐蝕速率為指標判斷管道沿線土壤腐蝕性。

根據土壤電阻率數據,可以判定管道沿線大部分土壤的腐蝕性為微、弱,少數幾處土壤腐蝕性為中。當以腐蝕速率為指標時,根據GB/T 21447－2018標準,各測點土壤腐蝕性在弱到中之間；根據GB/T 50568－2019標準,各測點土壤腐蝕性在微到強之間,差異較大。依據兩種標準,以腐蝕速率為指標的評價結果總體高于以土壤電阻率為指標的評價結果。由計算可知,腐蝕速率與土壤電阻率和自腐蝕電位之間的皮爾遜相關性系數分別僅為0.26和0.22,相關性非常低。

2.2 波動電流對腐蝕速率的影響

陰極保護檢查片開挖前測試并記錄檢查片的通/斷電電位。由于管道受到強烈的直流干擾,所以通電電位劇烈波動。通電電位的變化會對管道產生極化或去極化效應,導致斷電電位也發生變化,如圖1和圖2所示。由極化原理可知,斷電電位的影響因素不僅包括通電電位偏離平均值的大小,還包括通電電位在某個方向上持續偏離時間的長短,通電電位在某個方向上持續偏離時間越長,則斷電電位變化越大。各測點通電電位波動情況差異較大,對斷電電位造成的影響也不同,因此需要一種方法評價通電電位波動對陰極保護有效性的影響。

圖 1通電電位波動幅度大、波動周期短,斷電電位基本穩定

Figure 1.Switch-on potential with large amplitude and short cycle, and stable switch-off potential

圖 2通電電位波動幅度大、波動周期長,斷電電位波動幅度大

Figure 2.Switch-on potential with large amplitude and long cycle, and switch-off potential with larger amplitude

地鐵雜散電流引起管道電位的動態波動特征是一種普遍現象,各地雜散電流的波動幅度和周期特征相似又不盡相同[21]。對于這種動態變化的參數,合適的處理方式是采用統計工具求數據的平均值和標準差。

當測試數據中存在長周期波動時,通電電位測試曲線與其平均值交點的數量較少,因此根據一段時間的通電電位測試曲線與平均值的交點數量可以計算電位波動的平均周期。

當通電電位測試曲線與其平均值相交時,交點兩側的測試值xi和xi+1有如下關系：

式中：為通電電位平均值。

當通電電位測試曲線與其平均值不相交時,兩相鄰測試值有如下關系：

采用數據處理軟件中的邏輯函數可以篩選出通電電位測試曲線與其平均值交點,采用邏輯函數對得到的交點進行相鄰交點合并,這樣可以排除大部分短周期數據,得到反映長周期的有效交點數量Ni。一段時間中,Ni越小,說明通電電位波動周期越長,則其波動對斷電電位的影響就越大。

設該段時間內固定取樣時間間隔,得到測試的總數據量為N。通過t=N/Ni可以表征通電電位波動的平均半周期。t越大說明通電電位波動周期越長；用標準差S表示通電電位偏離平均值的程度,S越大,對斷電電位的影響越大。

斷電電位衰減曲線由歐姆電壓降和斷電后試片表面雙電層電容放電衰減兩部分組成。電容放電符合以下規律[16]:

式中：E為放電后的電位；E0為初始電位；t為放電時間；τ為時間常數。

由電位的相對性可知,放電過程也可看作由某個通電電位變化的差值引起的極化曲線,如圖3所示。這時管道初始電位為E0,該通電電位長期極化的最終電位為Eend。自t0時刻開始通電,管道電位由E0向Eend電位極化,由t0至t時刻產生的電位差Et為：

圖 3極化/去極化示意圖

Figure 3.Polarization/depolarization schematic diagram

動態直流雜散電流波動導致管道上某一次充/放電足夠長時間后的最終極化電位無法獲知,以通電電位波動的標準差代替電流進出引起的最終電位變化(Eend－E0)。綜合通電電位偏離平均值的程度和偏離持續時間,可以定義一個評價動態直流雜散電流波動強度的參數If:

式中：S是通電電位標準差；t為通電電位波動平均半周期；τ為時間常數。

If和電位的量綱相同,包含了通電電位偏離平均值的程度和持續時間特征。由數據擬合可以消除S代替(Eend－E0)產生的偏差。

表2為試驗管道陰極保護狀況,包括通電電位的平均值(Eon)、通電電位波動平均半周期(t)、直流雜散電流波動強度(If)、斷電電位(Eoff)、極化電位差(ΔE)和陰極保護檢查片腐蝕速率(vcorr)。對試驗數據進行擬合得到時間常數τ=2 s。由試驗數據統計的動態直流干擾下通電電位平均波動半周期在8~31 s,此時e－t/2≈0,因此If≈S。

以－0.85 V斷電電位和100 mV極化準則評價雜散電流干擾區段的陰極保護有效性。由表2可見,1#測點電位發生正向極化,2#測點雜散電流波動強度參數If最大,12#、14#、18#測點陰極保護斷電電位正于－0.85 V,檢查片腐蝕速率也低于0.01 mm/a。在干擾嚴重的管段,3#測點陰極保護達標,其腐蝕速率也高于0.01 mm/a,但低于NACE標準規定的0.0254 mm/a。這說明對于雜散電流干擾小的區域,單純依據－0.85 V斷電電位和100 mV極化準則評價陰極保護偏于保守,而對于雜散電流干擾較大的區域,陰極保護可能不足。

綜合考慮管道極化電位差ΔE和直流雜散電流干擾波動強度參數If,對管道極化電位E進行修正,即在極化電位差ΔE的基礎上加0.06倍If,得到E=ΔE+0.06If。管道極化電位越負,腐蝕電流越小。對于埋地碳鋼而言,陰極保護范圍為極化曲線塔菲爾區。根據塔菲爾公式E=a+bln|i|,當以自腐蝕電位為基準時(a=0),則E=ΔE+0.06If=blnie。所以,腐蝕電流密度ie=exp[(ΔE+0.06If)/b]。數據擬合結果顯示,當b=0.15 V時,總腐蝕電流密度ie與陰極保護檢查片腐蝕速率的相關性系數最大為0.97。對于未經If修正的極化電位差ΔE,其對應的各測點腐蝕電流密度io[io=exp(ΔE/0.18)]與陰極保護檢查片腐蝕速率的相關性系數最大為0.92。

為比較陰極保護檢查片的腐蝕速率、修正前后極化電位差對應的腐蝕電流、修正后極化電位的變化趨勢,對其作圖,如圖4所示。為了將數據放入同一張圖中比較,把腐蝕速率乘以倍數10,對io和ie分別乘以0.2的系數。由圖4可見,當參數If比較小時,ie與io曲線比較接近,而在參數If比較大的2#、3#、4#、58#樁位置,ie曲線偏離io,這說明雜散電流波動強度增大會導致腐蝕速率增高,ie曲線與陰極保護檢查片的腐蝕速率曲線有更高的一致性。可見參數If可以用于評價動態雜散電流波動對陰極保護有效性的影響。其中8#、15#、16#閥室腐蝕速率與ie變化的幅度稍不成比例,這是因為該三個測點的腐蝕速率已經非常低,強陰極極化也難以進一步降低其腐蝕速率。只有19#閥室陰極保護達標且修正后極化電位(ΔE+0.06If)小于－0.1 V,但其腐蝕速率略高于0.01 mm/a,這可能與19#閥室自腐蝕速率較高有關,也可能是測量偏差所致。

圖 4試驗管道腐蝕速率與io及ie的相關性

Figure 4.Correlation of corrosion rate of test pipeline under CP withioandie

由以上分析可知,通電電位劇烈波動確實影響了陰極保護的有效性。在該管道所受干擾波動周期下,通電電位波動導致陰極保護斷電電位波動,其幅度相當于0.06If。在動態直流干擾下通電電位平均波動半周期較長時,If≈S,計算中也可以直接用S代替If。在管道極化電位小于－0.1 V的測點,陰極保護檢查片腐蝕速率基本都在0.01 mm/a以下。

3. 動態雜散電流嚴重程度評價方法的適用性

本次測試的管道沿線土壤電阻率為15~753 Ω·m,腐蝕速率為0.016 5~0.083 5 mm/a,土壤腐蝕性涵蓋了微、弱、中、強各等級。該評價方法給出的結果與實測陰極保護檢查片腐蝕速率具有很好的一致性,可見該評價方法用于評價動態直流雜散電流干擾具有相當好的普適性。

將該直流干擾評價方法用于華南另一段管道,測試結果見表3,各參數變化趨勢見圖5。由于大部分測點If較小,大量ie、io電流數據點重合,只有041#測點If稍大,ie計算數據明顯大于io。計算得ie、io與陰極保護檢查片腐蝕速率的相關性系數分別為0.57和0.60。觀察曲線可知,其相關性系數較低主要由If值非常低的4#、5#測點數據引起,剔除4#、5#測點數據后,兩個相關性系數分別提升為0.84、0.86。當If較小時,雜散電流以外的因素在腐蝕中占據主導地位,這可能是導致ie與腐蝕速率的相關性降低的主要原因。僅憑表3中的數據難以分析4#、5#測點陰極保護數據與腐蝕速率相關性降低的原因。

圖 5華南某管道腐蝕速率與io及ie的相關性

Figure 5.Correlation of corrosion rate of a pipeline under CP withioandiein South China

用公式(5)評價50 Hz的交流電流干擾,其半周期t為0.01 s,正弦波電位的標準差S等于交流電電位有效值Va,計算可得If=Va×0.005,即交流電引起的干擾低于相同電位直流電干擾水平的1%。對于60 Hz的交流電流干擾,計算可得If=Va×0.004,可見交流電流干擾的影響隨頻率的增加而降低,這與HAYDEN等[22-23]的試驗結果基本一致。這可能是因為該數據處理方法只采用了直流電位動態波動標準差和半周期,忽略了動態直流電位在平均值上下波動的波形與交流正弦波形的差異,所以直流電位動態波動在公式(5)中的作用效果與交流正弦波電流相同。可見,如果把標準差換成交流電位,公式(5)還可用于評價交流電流干擾。由于If具有電位的量綱,該方法對交直流電流干擾的計算結果可以與陰極保護電位測量結果進行疊加運算,形成一個量化評價受交直流干擾管道腐蝕風險的參數。

4. 結論

（1）動態直流雜散電流的劇烈波動影響陰極保護評價準則的有效性。

（2）定義了評價動態直流雜散電流波動強度的參數If,If參數提高了計算腐蝕電流密度i與陰極保護下腐蝕速率的相關性。

（3）當修正后極化電位(E=ΔE+0.06If)小于－0.1 V時,各測點陰極保護檢查片腐蝕速率基本都能降到0.01 mm/a以下。

文章來源——材料與測試網