电流动态波动对管道腐蚀速率的影响

2024-12-04 14:31:03 作者：段丙权, 王磊磊, 李海坤, 韩昌柴, 刘震军, 李正敏, 来源：腐蚀与防护分享至：

随着国民经济的快速发展,我国油气管道、电力线路和动力牵引系统(包括电气化铁路)的里程与日俱增。但受地理位置的限制,油气管道与电力线路、动力牵引系统不可避免地出现并行敷设的情况,彼此会产生干扰和影响[1-4]。尤其是在列车加速和刹车阶段,地电位梯度明显超过标准限值[5-6],电气化铁路产生的杂散电流可使管道电化学腐蚀速率达到自然腐蚀速率的几倍到十几倍[7-8],易引发管道泄漏[9],具有极大的危害性,日益引起人们的重视[10]。

针对直流杂散电流干扰的判断和评价方法,多个标准都做了相关规定,即管道断电电位应达到阴极保护准则[11-13],但对于动态直流杂散电流干扰情况下管道阴极保护有效性的评价准则,各标准均没有涉及[14]。在RPRCI的一份报告中曾经讨论了采用－850 mV通电电位评价阴极保护的有效性[15],但该评价准则不能用于动态杂散电流干扰情况。持续波动的直流杂散电流会对管道/土壤界面双电层产生充放电效果,而且在受到严重干扰的地区,很难从日常测试中获得准确的断电电位[16],因此难以评价管道实际受保护状态。业内对动态直流杂散电流干扰的检测与评价已进行了大量研究,但至今仍无法准确评价动态直流杂散电流干扰影响因素及干扰强度与管道腐蚀严重程度的对应关系[17]。

埋设检查片是评价管道腐蚀风险最直接的办法[18-19]。经统计分析可知,阴极保护度与管道真实保护电位之间有一定相关性[20]。为此,作者在部分管道沿线埋设了自腐蚀检查片和阴极保护检查片,并测试埋设点的土壤环境情况和阴极保护电位,以探索管道实际受保护状态的评价方法。

1. 试验

按照SY/T 0029－2012《埋地钢质检查片应用技术规范》选取50 mm×100 mm规格的检查片。检查片材料为管道工程用X70钢,将线切割加工后检查片表面磨光,采用中号钢字模对检查片打码编号。将检查片用丙酮脱脂-无水乙醇脱水清洗,吹干再放入干燥器内干燥24 h后称量。安装绝缘导线、挂编号牌。用易清除的耐水密封材料覆盖检查片编号、导线连接处和多余的裸露面,使得试片的裸露面积为2 cm×5 cm。

检查片包括自腐蚀检查片和阴极保护检查片各3片,将其分别埋设在华南某管道测试桩附近管道两侧,裸露面背向管道,在检查片上部设置铜/硫酸铜参比电极(CSE)。埋设24 h后测量检查片的自腐蚀电位；采用数据记录仪测量阴极保护检查片的通/断电电位(Eon/Eoff),每秒测试一个电位值,测量时间为5 min；使用ZC-8土壤电阻测试仪测量管道附近的土壤电阻率。1 a后将检查片挖出,观察腐蚀形貌,称量,并计算其腐蚀速率。

2. 结果与讨论

2.1 管道沿线土壤腐蚀性

完成自腐蚀检查片和阴极保护检查片埋设后,对其自腐蚀电位进行记录,在检查片开挖前,再次对自腐蚀检查片的自腐蚀电位进行记录,并测试土壤电阻率。自腐蚀检查片的自腐蚀电位(Ecorr)、腐蚀速率(vcorr)和土壤电阻率(ρ)如表1所示。根据国标GB/T 21447－2018《钢质管道外腐蚀控制规范》和GB/T 50568－2019《油气田及管道岩土工程勘察标准》,分别以土壤电阻率和检查片腐蚀速率为指标判断管道沿线土壤腐蚀性。

表 1 检查片自腐蚀电位和土壤腐蚀性

Table 1. Free corrosion potentials of coupons and corrosivity of soil

序号	Ecorr(vs. CSE)/V	ρ/(Ω·m)	土壤腐蚀性(ρ为指标)		vcorr/(mm·a－1)	土壤腐蚀性(vcorr为指标)
序号	Ecorr(vs. CSE)/V	ρ/(Ω·m)	GB/T 21447－2018	GB/T 50568－2019	vcorr/(mm·a－1)	GB/T 21447－2018	GB/T 50568－2019
1#	－0.320	452.2	弱	微	0.051 4	中	强
2#	－0.439	697.1	弱	微	0.072 6	较强	强
3#	－0.657	60.3	弱	弱	0.021 8	较弱	弱
4#	－0.505	74.1	弱	弱	0.043 4	中	强
5#	－0.463	615.4	弱	微	0.026 5	较弱	中
8#	－0.811	364.2	弱	微	0.040 1	中	强
9#	－0.752	42.7	中	中	0.007 6	弱	微
10#	－0.340	226.1	弱	微	0.052 5	中	强
11#	－0.669	72.8	弱	弱	0.047 3	中	强
12#	－0.382	144.4	弱	微	0.018 4	较弱	中
13#	－0.748	18.8	强	强	0.042 2	中	强
14#	－0.668	36.4	中	中	0.059 7	中	强
15#	－0.848	15.1	强	强	0.016 5	较强	中
16#	－0.479	98.0	弱	弱	0.072 2	较强	强
17#	－0.678	69.1	弱	弱	0.045 9	中	强
18#	－0.347	452.2	弱	微	0.076 9	较强	强
19#	－0.771	108.0	弱	微	0.083 5	较强	强
58#	－0.455	753.6	弱	微	0.049 1	中	强

根据土壤电阻率数据,可以判定管道沿线大部分土壤的腐蚀性为微、弱,少数几处土壤腐蚀性为中。当以腐蚀速率为指标时,根据GB/T 21447－2018标准,各测点土壤腐蚀性在弱到中之间；根据GB/T 50568－2019标准,各测点土壤腐蚀性在微到强之间,差异较大。依据两种标准,以腐蚀速率为指标的评价结果总体高于以土壤电阻率为指标的评价结果。由计算可知,腐蚀速率与土壤电阻率和自腐蚀电位之间的皮尔逊相关性系数分别仅为0.26和0.22,相关性非常低。

2.2 波动电流对腐蚀速率的影响

阴极保护检查片开挖前测试并记录检查片的通/断电电位。由于管道受到强烈的直流干扰,所以通电电位剧烈波动。通电电位的变化会对管道产生极化或去极化效应,导致断电电位也发生变化,如图1和图2所示。由极化原理可知,断电电位的影响因素不仅包括通电电位偏离平均值的大小,还包括通电电位在某个方向上持续偏离时间的长短,通电电位在某个方向上持续偏离时间越长,则断电电位变化越大。各测点通电电位波动情况差异较大,对断电电位造成的影响也不同,因此需要一种方法评价通电电位波动对阴极保护有效性的影响。

图 1 通电电位波动幅度大、波动周期短,断电电位基本稳定

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

图 2 通电电位波动幅度大、波动周期长,断电电位波动幅度大

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

地铁杂散电流引起管道电位的动态波动特征是一种普遍现象,各地杂散电流的波动幅度和周期特征相似又不尽相同[21]。对于这种动态变化的参数,合适的处理方式是采用统计工具求数据的平均值和标准差。

当测试数据中存在长周期波动时,通电电位测试曲线与其平均值交点的数量较少,因此根据一段时间的通电电位测试曲线与平均值的交点数量可以计算电位波动的平均周期。

当通电电位测试曲线与其平均值相交时,交点两侧的测试值xi和xi+1有如下关系：

(1)

式中：为通电电位平均值。

当通电电位测试曲线与其平均值不相交时,两相邻测试值有如下关系：

(2)

采用数据处理软件中的逻辑函数可以筛选出通电电位测试曲线与其平均值交点,采用逻辑函数对得到的交点进行相邻交点合并,这样可以排除大部分短周期数据,得到反映长周期的有效交点数量Ni。一段时间中,Ni越小,说明通电电位波动周期越长,则其波动对断电电位的影响就越大。

设该段时间内固定取样时间间隔,得到测试的总数据量为N。通过t=N/Ni可以表征通电电位波动的平均半周期。t越大说明通电电位波动周期越长；用标准差S表示通电电位偏离平均值的程度,S越大,对断电电位的影响越大。

断电电位衰减曲线由欧姆电压降和断电后试片表面双电层电容放电衰减两部分组成。电容放电符合以下规律[16]:

(3)

式中：E为放电后的电位；E0为初始电位；t为放电时间；τ为时间常数。

由电位的相对性可知,放电过程也可看作由某个通电电位变化的差值引起的极化曲线,如图3所示。这时管道初始电位为E0,该通电电位长期极化的最终电位为Eend。自t0时刻开始通电,管道电位由E0向Eend电位极化,由t0至t时刻产生的电位差Et为：

(4)

图 3 极化/去极化示意图

Figure 3. Polarization/depolarization schematic diagram

动态直流杂散电流波动导致管道上某一次充/放电足够长时间后的最终极化电位无法获知,以通电电位波动的标准差代替电流进出引起的最终电位变化(Eend－E0)。综合通电电位偏离平均值的程度和偏离持续时间,可以定义一个评价动态直流杂散电流波动强度的参数If:

(5)

式中：S是通电电位标准差；t为通电电位波动平均半周期；τ为时间常数。

If和电位的量纲相同,包含了通电电位偏离平均值的程度和持续时间特征。由数据拟合可以消除S代替(Eend－E0)产生的偏差。

表2为试验管道阴极保护状况,包括通电电位的平均值(Eon)、通电电位波动平均半周期(t)、直流杂散电流波动强度(If)、断电电位(Eoff)、极化电位差(ΔE)和阴极保护检查片腐蚀速率(vcorr)。对试验数据进行拟合得到时间常数τ=2 s。由试验数据统计的动态直流干扰下通电电位平均波动半周期在8~31 s,此时e－t/2≈0,因此If≈S。

表 2 试验管道阴极保护状况

Table 2. Cathodic protection conditions for test pipeline

编号	Eon(vs. CSE)/V	t/s	If≈S/V	Eoff(vs. CSE)/V	ΔE/V	vcorr/(mm·a－1)
1#	－0.506	10.5	0.07	－0.425 5	0.221 5	0.059 6
2#	－1.299	13.5	4.19	－0.797 9	－0.186 9	0.021 2
3#	－1.381	10.3	0.96	－0.928 8	－0.155 8	0.014 1
4#	－1.489	20.0	1.00	－1.004 0	－0.208 0	0.008 2
5#	－1.216	13.3	0.83	－0.729 3	－0.121 3	0.010 4
8#	－1.588	31.0	0.84	－1.141 2	－0.432 2	0.006 0
9#	－1.091	16.1	0.68	－0.933 1	－0.159 1	0.007 8
10#	－0.969	9.5	0.33	－0.841 4	－0.200 4	0.006 4
11#	－0.357	12.3	0.38	－0.862 5	－0.129 5	0.008 8
12#	－0.734	19.0	0.14	－0.802 5	－0.318 5	0.004 9
13#	－0.933	8.0	0.52	－0.785 8	－0.074 8	0.011 3
14#	－1.281	13.3	0.17	－0.804 7	－0.140 7	0.003 6
15#	－2.094	10.0	0.31	－1.330 7	－0.595 7	0.005 9
16#	－1.740	17.8	0.51	－1.000 9	－0.376 9	0.006 6
17#	－1.457	17.8	1.45	－0.896 3	－0.235 3	0.007 9
18#	－1.109	8.9	0.91	－0.805 6	－0.225 6	0.005 2
19#	－1.594	14.5	0.88	－0.984 4	－0.257 4	0.012 4
58#	－1.792	14.2	1.67	－0.742 2	－0.053 2	0.028 1

以－0.85 V断电电位和100 mV极化准则评价杂散电流干扰区段的阴极保护有效性。由表2可见,1#测点电位发生正向极化,2#测点杂散电流波动强度参数If最大,12#、14#、18#测点阴极保护断电电位正于－0.85 V,检查片腐蚀速率也低于0.01 mm/a。在干扰严重的管段,3#测点阴极保护达标,其腐蚀速率也高于0.01 mm/a,但低于NACE标准规定的0.0254 mm/a。这说明对于杂散电流干扰小的区域,单纯依据－0.85 V断电电位和100 mV极化准则评价阴极保护偏于保守,而对于杂散电流干扰较大的区域,阴极保护可能不足。

综合考虑管道极化电位差ΔE和直流杂散电流干扰波动强度参数If,对管道极化电位E进行修正,即在极化电位差ΔE的基础上加0.06倍If,得到E=ΔE+0.06If。管道极化电位越负,腐蚀电流越小。对于埋地碳钢而言,阴极保护范围为极化曲线塔菲尔区。根据塔菲尔公式E=a+bln|i|,当以自腐蚀电位为基准时(a=0),则E=ΔE+0.06If=blnie。所以,腐蚀电流密度ie=exp[(ΔE+0.06If)/b]。数据拟合结果显示,当b=0.15 V时,总腐蚀电流密度ie与阴极保护检查片腐蚀速率的相关性系数最大为0.97。对于未经If修正的极化电位差ΔE,其对应的各测点腐蚀电流密度io[io=exp(ΔE/0.18)]与阴极保护检查片腐蚀速率的相关性系数最大为0.92。

为比较阴极保护检查片的腐蚀速率、修正前后极化电位差对应的腐蚀电流、修正后极化电位的变化趋势,对其作图,如图4所示。为了将数据放入同一张图中比较,把腐蚀速率乘以倍数10,对io和ie分别乘以0.2的系数。由图4可见,当参数If比较小时,ie与io曲线比较接近,而在参数If比较大的2#、3#、4#、58#桩位置,ie曲线偏离io,这说明杂散电流波动强度增大会导致腐蚀速率增高,ie曲线与阴极保护检查片的腐蚀速率曲线有更高的一致性。可见参数If可以用于评价动态杂散电流波动对阴极保护有效性的影响。其中8#、15#、16#阀室腐蚀速率与ie变化的幅度稍不成比例,这是因为该三个测点的腐蚀速率已经非常低,强阴极极化也难以进一步降低其腐蚀速率。只有19#阀室阴极保护达标且修正后极化电位(ΔE+0.06If)小于－0.1 V,但其腐蚀速率略高于0.01 mm/a,这可能与19#阀室自腐蚀速率较高有关,也可能是测量偏差所致。

图 4 试验管道腐蚀速率与io及ie的相关性

Figure 4. Correlation of corrosion rate of test pipeline under CP with io and ie

由以上分析可知,通电电位剧烈波动确实影响了阴极保护的有效性。在该管道所受干扰波动周期下,通电电位波动导致阴极保护断电电位波动,其幅度相当于0.06If。在动态直流干扰下通电电位平均波动半周期较长时,If≈S,计算中也可以直接用S代替If。在管道极化电位小于－0.1 V的测点,阴极保护检查片腐蚀速率基本都在0.01 mm/a以下。

3. 动态杂散电流严重程度评价方法的适用性

本次测试的管道沿线土壤电阻率为15~753 Ω·m,腐蚀速率为0.016 5~0.083 5 mm/a,土壤腐蚀性涵盖了微、弱、中、强各等级。该评价方法给出的结果与实测阴极保护检查片腐蚀速率具有很好的一致性,可见该评价方法用于评价动态直流杂散电流干扰具有相当好的普适性。

将该直流干扰评价方法用于华南另一段管道,测试结果见表3,各参数变化趋势见图5。由于大部分测点If较小,大量ie、io电流数据点重合,只有041#测点If稍大,ie计算数据明显大于io。计算得ie、io与阴极保护检查片腐蚀速率的相关性系数分别为0.57和0.60。观察曲线可知,其相关性系数较低主要由If值非常低的4#、5#测点数据引起,剔除4#、5#测点数据后,两个相关性系数分别提升为0.84、0.86。当If较小时,杂散电流以外的因素在腐蚀中占据主导地位,这可能是导致ie与腐蚀速率的相关性降低的主要原因。仅凭表3中的数据难以分析4#、5#测点阴极保护数据与腐蚀速率相关性降低的原因。

表 3 华南某管道阴极保护状况

Table 3. Cathodic protection conditions for a pipeline in South China

编号	Eon(vs. CSE)/V	t/s	If≈S/V	Eoff(vs. CSE)/V	ΔE/V	vcorr/(mm·a－1)
041#	－1.005 0	10.7	0.79	－0.781 8	－0.134 8	0.178 1
1#	－2.139 0	14.5	0.43	－1.185 1	－0.386 1	0.064 3
2#	－1.001 8	10.7	0.06	－0.852 5	－0.119 5	0.166 2
083#	－1.670 0	12.3	0.40	－0.902 0	－0.163 0	0.043 3
4#	－1.556 9	6.7	0.07	－1.172 6	－0.361 6	0.199 3
5#	－1.588 2	4.8	0.09	－0.906 3	－0.194 3	0.363 0
6#	－1.879 8	5.2	0.21	－1.131 4	－0.351 4	0.053 5
7#	－1.038 0	13.3	0.21	－0.701 1	－0.073 1	0.156 6
8#	－1.333 8	8.4	0.10	－0.970 0	－0.231 0	0.059 1
9#	－1.088 8	9.4	0.09	－0.994 8	－0.201 8	0.037 9
10#	－1.886 0	6.7	0.06	－0.999 0	－0.372 0	0.106 5
11#	－1.318 1	8.4	0.08	－0.672 3	－0.015 3	0.409 4

图 5 华南某管道腐蚀速率与io及ie的相关性

Figure 5. Correlation of corrosion rate of a pipeline under CP with io and ie in South China

用公式(5)评价50 Hz的交流电流干扰,其半周期t为0.01 s,正弦波电位的标准差S等于交流电电位有效值Va,计算可得If=Va×0.005,即交流电引起的干扰低于相同电位直流电干扰水平的1%。对于60 Hz的交流电流干扰,计算可得If=Va×0.004,可见交流电流干扰的影响随频率的增加而降低,这与HAYDEN等[22-23]的试验结果基本一致。这可能是因为该数据处理方法只采用了直流电位动态波动标准差和半周期,忽略了动态直流电位在平均值上下波动的波形与交流正弦波形的差异,所以直流电位动态波动在公式(5)中的作用效果与交流正弦波电流相同。可见,如果把标准差换成交流电位,公式(5)还可用于评价交流电流干扰。由于If具有电位的量纲,该方法对交直流电流干扰的计算结果可以与阴极保护电位测量结果进行叠加运算,形成一个量化评价受交直流干扰管道腐蚀风险的参数。