直流杂散电流对埋地管道电位干扰研究*

秦永祥 史笑雨 崔艳雨 丁清苗

中国民航大学机场学院

城市的快速发展使电气化铁路、输电线路和埋地管道不可避免地集中铺设，当埋地金属管线与电气化铁路平行或交叉铺设时，就可能产生由直流杂散电流排放而引起的杂散电流腐蚀的危险。在杂散电流作用区，由于杂散电流产生的腐蚀而导致埋地管线的腐蚀速率增高，使埋地管线受到严重的干扰[1～5]。冯一鸣等[6]研究了交流杂散电流对地下金属设备腐蚀的影响，结果表明交流杂散电流使试样的腐蚀速度增加了18.8%。曹阿林等[7]通过模拟实验，研究了土壤电阻率、金属管线埋地深度和水平净距、金属管线层破损率、对地电位等因素与杂散电流的密度关系，研究表明，在外加电流相同情况下，埋地金属管道中杂散电流随着土壤电阻率、埋地深度和电阻丝水平净距的增大而减小，随着管道涂层破损率的增大而增大。ALLAHKARAM 等[8]通过对受到动态杂散电流干扰的天然气管道的腐蚀检查片进行埋设，经过实验与理论计算进行对比发现实际腐蚀速率仅为计算腐蚀速率的27%。ZABOLI[9]和BERTOLINI[10]等认为杂散电流易于从管道接地电阻抗较小的部位流入土壤，腐蚀大都集中在这些位置。近年来，包括有限元法和边界元法在内的数值模拟方法对杂散电流引起的腐蚀进行了量化评价[11-12]，对保障埋地管道和其他设施的安全运行具有积极意义。

通过进行直流杂散电流对埋地管道的干扰实验，测量管地电位的偏移量，从而得出直流杂散电流对埋地管道的影响规律，并采用多物理场仿真软件COMSOL Multiphysics 进行模拟验证，为钢质管道在杂散电流干扰环境中的应用提供了一定的理论支持。

1 研究方法与过程

1.1 实验方法

选用长1.8 m 的X56 钢管，用环氧煤沥青漆对其进行防腐处理，在管道两端距离端口0.3 m 处制造2.31 cm2的模拟破损点；采用与管道平行敷设电阻丝模拟杂散电流，实验如图1所示。设定距管道一端0.3、0.7、1.1、1.5 m 处为测试点。研究不同并行间距、不同并行长度以及施加不同电压时，直流杂散电流对埋地管道阴极保护的干扰情况。

图1 杂散电流对管道干扰的示意图Fig.1 Schematic diagram of stray current interference on the pipeline

将管道埋入室外土壤中，埋深为15 cm，如图2 所示，在两个破损点之间每隔0.2 m 取一个测试点，研究破损点距离与管地电位的变化关系。

1.2 建立仿真模型

依据实验构建几何模型及网格划分结果如图3所示，电解质（土壤）为无限大区域。为了使模拟结果更加精准，模型网格划分采用较细化处理。

图2 破损点对管地电位影响实验示意图Fig.2 Schematic diagram of the effect experiment of damage point on pipe-to-soil potential

图3 物理模型网格结构Fig.3 Physical model of grid structure

1.3 控制方程及边界条件

在电化学反应中带电粒子在电解质溶液中的运动有对流、扩散和电迁移。假设土壤中离子浓度是均匀的，土壤呈电中性，且土壤为不可压缩电解质，则可以不考虑对流和扩散对离子传质的影响，电流的变化只由离子的电迁移所引起，则电流密度i可表示为

式中：i为电流密度，A/m2；σe为电解质（土壤）电导率，0.005 S/m[13]；e为电场强度，V/m。

稳态连续性方程为

在稳态条件下，电位分布方程为

所以在本模型中电位分布为Laplace方程

本模型中，电阻丝上被施加恒定的电压，所以其边界条件为

管道在动电位极化条件下，活性阳极溶解时电极的净极化电流密度Iloc和体系的极化电位符合Butler-Volmer电极动力学方程

考虑到电极与溶液界面的电位差受电流密度的影响，所以

式中：i0为交换电流密度，mA/m2；η为过电位，V；αa为阳极传递系数；αc为阴极传递系数；F为法拉第常数，F=9.648 56×104C/mol；R为气体常数，R=8.314 J/(mol·K)；φs,set为外部电位；Eeq为平衡电位，mV。

按表1成分配制土壤模拟溶液，使用传统的三电极体系在土壤模拟溶液环境中测量X56钢管的极化曲线，如图4所示。

表1 土壤模拟溶液成分Tab.1 Soil simulation solution components

图4 X56钢在土壤中的极化曲线Fig.4 Polarization curve of X56 steel in soil

图4 中纵坐标电位是相对于饱和硫酸铜的电位，因为金属的电位不能直接测得，需要一个参比标准，一般用饱和硫酸铜和饱和甘汞电极；横坐标是电流密度，取以10 为底的对数。电极动力学参数如表2所示。

表2 电极动力学参数Tab.2 Electrode kinetic parameters

根据边界条件求解Laplace 方程（4），求得X56 管线钢表面的电位分布。X56 管线钢的摩尔质量根据下面公式（8）进行计算。

式中：Ma、Mb、Mc…Mz代表合金中不同元素的质量分数；A%、B%、C%…Z%代表相应的元素在管线钢中的质量分数。

X56管线钢的组成成分如表3所示。

表3 X56管线钢组成成分Tab.3 X56 pipeline steel components 质量分数

2 结果与讨论

2.1 破损点对管地电位的影响

在含有两个破损点的管道埋入土壤中稳定24 h后，对图2所示的各点测量其管地电位，将管道一端的破损点E用绝缘胶带封住，只保留另一端的破损点K，对七个测试点测量其管地电位，根据测量数据得出的破损点与管地电位的关系曲线，如图5所示。

图5 破损点对埋地管道管地电位的影响Fig.5 Effect of damage point on the pipe-to-soil potential of buried pipeline

由图5可知，当有破损点时，埋地管道中电场呈不均匀分布，存在电位梯度，因此金属内部的自由电子会在电场力的作用下发生定向移动，其阳离子与电子会发生分离，由于电场力的作用，部分电流会从电阻丝中流出并流入土壤和埋地金属管线中，然后电流会从埋地金属物中流向大地，由大地再流向牵引变电所的负极，因此造成了埋地金属管线的杂散电流腐蚀。当含有一个破损点时，管道表面的电位E与破损点及待测点之间的距离负相关，且基本符合线性方程E=-0.006 1x-0.339 1；当含有两个破损点时，由于在中点位置距离破损点位置最远，所以在管道表面电位呈先增大再减小的趋势，并且电位E与破损点及待测点之间的距离符合二次函数方程E=-0.019 9x2+0.036 6x-0.358。这是因为当管道表面的涂层出现破损时，涂层会与管道之间形成电偶腐蚀[14]，从而在破损点的位置加速管道的腐蚀，因此涂层出现的破损点越多，管道腐蚀的速率越快。

2.2 并行间距的影响

取外加直流电压15 V，改变并行长度，测量不同并行间距（5、10、15 cm）时直流杂散电流对埋地管道阴极保护的影响，实验所得结果如图6 所示。采用COMSOL对图3所示的模型施加相同的边界条件，其所得结果如图7所示。

图6 不同并行间距下的管地电位变化曲线Fig.6 Curves of pipe-to-soil potential change under different parallel spacing

图7 模拟不同并行间距下的管地电位变化曲线Fig.7 Simulation of pipe-to-soil potential change curves at different parallel spacing

由图6、图7 可知实验结果与模拟结果十分相近，具有相同的变化趋势，在外加电压相同时，改变并行长度，不同并行间距下的管地电位变化趋势基本相同，且并行长度越长，各并行间距间的走向趋势越明显。在不同的并行长度下均可以发现，并行间距与管地电位的最大正向偏移量呈负相关，即并行间距越大，管地电位的最大正向偏移量越小，直流杂散电流对埋地管道的腐蚀影响越小。因此，在实际施工过程中，若埋地管道无法避开与输电线及铁轨并行时，应尽量拉大他们的并行间距，减少杂散电流对埋地管道的影响。

2.3 并行长度的影响

取管道与电阻丝的并行间距为15 cm，改变外加电压，测量不同并行长度（0.6、1.2、1.8 m）下直流杂散电流对埋地管道阴极保护的影响，所得实验结果如图8所示，采用上述条件用COMSOL进行模拟所得管道表面电位及其变化情况如图9所示。

由图8、图9 可知实验结果与模拟结果在数值上存在一定的偏差，但整体变化趋势基本相同。在并行间距为15 cm时，施加相同的直流电压，并行长度与管地电位的最大正偏移量呈正相关，即并行长度越大，管地电位的最大正向偏移量越大，直流杂散电流对埋地管道的影响越严重。因此，在施工过程中应尽量减小埋地管线与输电线的并行长度，减少杂散电流对埋地管道的腐蚀影响。

图8 不同并行长度下的管地电位变化曲线Fig.8 Curves of pipe-to-soil potential change under different parallel lengths

图9 模拟不同并行长度下的管地电位变化曲线Fig.9 Simulation of pipe-to-soil potential change curves under different parallel lengths

2.4 施加不同电压的影响

取并行长度1.8 m，改变并行间距，测量不同干扰电压（5、10、15 V）时直流杂散电流对埋地管道阴极保护的影响，实验如图10 所示，模拟结果如图11所示。

由图10、图11 可知实验结果与模拟结果相差较小，在并行长度为1.8 m 时，不同的并行间距下，均有相同变化趋势，即外加电压与管地电位的最大正向偏移量成正相关，因此，随外加电压的增大，电流密度增强，直流杂散电流对埋地管道腐蚀的影响越大。在外加电压为15 V，并行间距为5 cm时，管地电位的正向偏移量最大，此时，直流杂散电流对埋地管道的腐蚀影响最大，严重时可能会破坏管道防腐层，造成腐蚀穿孔等事故。因此，实际生产中应尽量避免高外加电压、短并行间距的出现，防止埋地管道超出最小保护电位范围。

由实验结果与仿真结果对比可知，软件模拟中管道电位的最大正向偏移量较实验数据较小，这是由于实验过程中除杂散电流外可能还有环境中其他因素对管道腐蚀造成了影响，因此实验电位变化较模拟结果更明显。

图11 模拟不同电压干扰下的管道电位变化曲线Fig.11 Simulating of the potential change curves of pipeline under different voltage disturbances

3 结论

通过实验及数值模拟研究了杂散电流对埋地管线钢电位的干扰规律，所得出的结论反映了X56管线钢在近中性土壤中的电位变化情况。如果考虑材料表面的钝化，或土壤酸碱度的改变则所得结果可能会有一定的差异。

（1）管道表面涂层出现破损，管道与涂层之间会形成电偶腐蚀。在破损点位置土壤中的杂散电流在破损点位置进入管道，并且距离破损点越近，管地电位越低。当涂层表面只有一个破损点时，管道表面的电位与破损点及待测点之间的关系符合线性方程；当涂层表面含有两个破损点时，管道表面电位与破损点及待测点之间的距离符合二次函数方程。

（2）管道电位的最大正向偏移量与并行长度和外加电压呈正相关，与并行间距呈负相关，在高外加电压、短并行间距时，电流瞬时增大，管地电位正向偏移最大，此时对埋地管道腐蚀的影响最大。