相鄰管線陰極保護系統(tǒng)之間的干擾規(guī)律

金光彬

(中石化河南石油工程設(shè)計有限公司，鄭州 450016)

相鄰管線陰極保護系統(tǒng)之間的干擾規(guī)律

金光彬

(中石化河南石油工程設(shè)計有限公司，鄭州 450016)

以西部某相鄰管道為實例，對相鄰管道的管地電位、地電位梯度和交流干擾電位進(jìn)行現(xiàn)場檢測，并通過ANSYS軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，對陽極地床的位置和埋設(shè)方式做了分析，最后通過埋設(shè)臨時地床對模擬結(jié)果進(jìn)行了試驗驗證。結(jié)果表明：管道上雜散電流產(chǎn)生的原因為相鄰管線陰極保護系統(tǒng)之間的相互干擾；合理設(shè)置陽極地床位置可基本消除陰極保護系統(tǒng)相互間的干擾。

陰極保護系統(tǒng)；陽極地床；雜散電流干擾；電位分布；數(shù)值模擬

目前，長輸油氣管道受到高壓交直流輸電線路、交直流電氣化鐵路的雜散電流干擾的情況越來越普遍，特別是在狹長的“公共走廊”地帶，干擾更加嚴(yán)重。針對這方面的干擾規(guī)律已有大量文獻(xiàn)進(jìn)行了報道[1]。在地形限制下的“公共走廊”內(nèi)，油氣管道之間近距離并行或交叉敷設(shè)，很容易引起不同陰極保護系統(tǒng)間的相互干擾，甚至在管道的局部區(qū)域出現(xiàn)過保護或欠保護情況。關(guān)于相鄰近陰極保護系統(tǒng)之間雜散電流干擾規(guī)律的報道較少，例如：站場內(nèi)區(qū)域陰極保護系統(tǒng)與站場外長輸干線陰極保護系統(tǒng)之間的相互干擾，以及“公共走廊”地帶中相鄰管線之間陰極保護系統(tǒng)的相互干擾。

鮑元飛等[2-3]對區(qū)域陰極保護系統(tǒng)和站外干線陰極保護系統(tǒng)之間的相互干擾進(jìn)行了分析。在此基礎(chǔ)上，熊金根等[4-6]通過改變控制參比電極的位置來消除所受干擾，但結(jié)果表明，干線管道電位仍有正向偏移量，干擾依舊存在。本工作以西部某相鄰管道為實例，現(xiàn)場檢測了兩相鄰管線的管地電位、地電位梯度和干擾電位，并通過ANSYS軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，對陽極地床的位置和埋設(shè)方式做了分析，最后通過埋設(shè)臨時地床對模擬結(jié)果進(jìn)行了試驗驗證。

1 相鄰管線之間的關(guān)系

1.1 埋地管道的位置關(guān)系

西部SL線為原油管道和成品油管道并行，原油管道和成品油管道分別起于鄯善和烏魯木齊，止于蘭州，管徑分別為813 mm和559 mm，管道的防腐蝕層均為3層PE，陰極保護采用兩條管道聯(lián)合保護的方式。XE線與SL線并行鋪設(shè)，并行間距50～60 m，且在河西站進(jìn)出站交叉。SL線在河西站附近呈現(xiàn)“幾”字形走勢，河西站剛好位于“幾”字的頂端，XE線從“幾”字的南側(cè)先后兩次穿越SL線，管線之間的具體關(guān)系如圖1所示。

圖1 河西站附近埋地管道走向示意圖Fig. 1 Schematic diagram of buried pipeline routing nearby Hexi station

1.2 陰極保護系統(tǒng)的基本情況

河西站陰極保護系統(tǒng)的輔助陽極地床采用淺埋水平連續(xù)式敷設(shè)，位置設(shè)在站外正南方向，地床最遠(yuǎn)端離XE線60 m，最近端離XE線僅12 m。輔助陽極為高硅鑄鐵，腐蝕嚴(yán)重。該陽極地床設(shè)有兩個注水孔，間距約65 m。

站內(nèi)采用PC-1B遠(yuǎn)控陰極保護系統(tǒng)，預(yù)設(shè)電位為-1.200 V(vs.CSE)。恒電位儀屏顯數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 河西站陰極保護系統(tǒng)恒電位儀屏顯數(shù)據(jù)Tab. 1 OSD data of potentiostat in CP system at Hexi station

目前，因河西站陽極地床埋設(shè)位置不合理，SL線陰極保護系統(tǒng)對相鄰XE線造成干擾，使河西站站外SL線部分測試樁保護電位不夠，XE線部分測試樁管地電位偏負(fù)。

2 相鄰管線陰極保護系統(tǒng)間相互干擾的現(xiàn)場檢測

2.1 河西站站外埋地管道電位測試

2.1.1 恒電位測試法

保持河西站恒電位儀正常開啟，測XE線河西站上下游自XE1～XE8共計8個測試樁和SL線河西站上下游SL1～SL8共計8個測試樁的管地電位。由于河西站站外有110 kV高壓輸電線經(jīng)過，因此對XE線和SL線測試樁的交流干擾電位進(jìn)行了檢測。陰極保護電位與交流干擾電位測試結(jié)果如表2所示。

由表2可以看出：XE線并行段總體處于受保護狀態(tài)，但是XE5和XE6測試樁之間的管地電位明顯負(fù)移，其中XE5測試樁管地電位為-1.623 V，電位負(fù)移量超過400 mV，XE6測試樁管地電位為-1.341 V，電位負(fù)移量超過100 mV；SL線SL2和SL4測試樁之間的管地電位明顯正移，SL2測試樁電位最大正移量超過500 mV，管道處于欠保護狀態(tài)。

由表2還可以看出：管線附近的高壓輸電線路對XE線和SL線的干擾很小，測量得到的交流干擾電位均小于1 V，不存在明顯的交流干擾。因此可以推斷，XE線和SL線上陰極保護電位基本不受高壓輸電線路的影響，電位變化主要是由于兩條管線的陰極保護系統(tǒng)相互干擾所致。

表2 XE線和SL線測試樁的管地電位和 交流干擾電位Tab. 2 Pipe-to-ground potential & AC interference potential of XE pipeline and SL pipeline V

2.1.2 密間隔電位測試法

采用密間隔電位測量法(CIPS)沿XE線XE5至XE4測試樁方向、以及SL線SL4至SL5測試樁方向測試管道的瞬間通/斷電電位。測試方向如圖2所示，通/斷周期設(shè)置為：通電3 s，斷電2 s。測試結(jié)果如圖3所示。

圖2 CIPS測試位置和方向示意圖Fig. 2 Schematic diagram of CIPS test position and direction

(a) XE線XE5至XE4方向

(b) SL線SL4至SL5方向圖3 XE線與SL線CIPS測試曲線Fig. 3 CIPS test curves of XE and SL pipelines: (a) direction from XE5 to XE4 of XE pipeline; (b) direction from SL4 to SL5 of SL pipeline

從圖3(a)可以看出，XE線XE5至XE4測試樁方向管道的通/斷電位電位差約為400 mV，瞬時斷電電位負(fù)于-900 mV，滿足保護要求；XE5至XE4方向的通/斷電電位逐漸正移，與恒電位法測得的陰極保護電位的變化趨勢一致。

從圖3(b)可以看出，SL線SL4至SL5測試樁方向管道的通/斷電電位差約300 mV，瞬時斷電電位正于-650 mV，管線未能達(dá)到最小保護電位要求； SL4至SL5方向，通/斷電電位均逐漸負(fù)移，SL線受干擾程度逐漸減小，與恒電位法測得的陰極保護電位的變化趨勢一致。

2.2 河西站地電位梯度測試

地電位梯度是判斷土壤環(huán)境是否存在直流干擾和評價雜散電流強弱程度的重要指標(biāo)，根據(jù)SY/T 0017-2006 《埋地鋼質(zhì)管道直流排流保護技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》的規(guī)定，當(dāng)土壤電位梯度大于2.5 mV/m時，應(yīng)及時采取直流排流保護或其他防護措施。

在河西站附近選擇了2處測試樁進(jìn)行地電位梯度的測量，方向選擇分別為XE線XE4測試樁南向(方向1)、XE5測試樁北向(方向2)，如圖4所示。SL線恒電位儀開啟和關(guān)閉時，分別測XE4、XE5測試樁處不同方向的地電位梯度。為了統(tǒng)一方向，測試樁處的參比電極均接萬用表紅表筆。SL線恒電位儀開啟時方向1、方向2的地電位梯度測試結(jié)果見表3。根據(jù)表3的測試結(jié)果繪制直流電位、地電位梯度隨測試長度的變化曲線，如圖5所示。

圖4 河西站附近地電位梯度測試方向示意圖Fig. 4 Schematic diagram of ground potential gradient test direction nearby Hexi station

表3 河西站恒電位儀開啟時方向1和方向2的 直流電位及電位梯度測試結(jié)果Tab. 3 Test results of DC potential and ground potential gradient in directions 1 and 2 with potentiostat turning on

從圖5可以看出，方向1和方向2的直流電位曲線，以及地電位梯度曲線呈現(xiàn)對稱分布。地電位梯度最大值超過10 mV/m，超過標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定的需進(jìn)行排流措施的臨界值(2.5 mV/m)，直流干擾強度很大，需要進(jìn)行排流保護。

為了與恒電位儀開啟時的電位梯度做對比，測量了恒電位儀關(guān)閉和開啟時方向2的地電位梯度，結(jié)果如表4所示。根據(jù)表4的測試結(jié)果繪制直流電位、地電位梯度隨測試長度的變化曲線，如圖6所示。

從圖6(a)可以看到，河西站恒電位儀關(guān)閉時直流電位均正向偏移，開啟時的直流電位均負(fù)向偏移，說明恒電位儀開、閉時的電位方向相反；恒電位儀開、閉時的地電位梯度最大值分別為14 mV/m和8 mV/m，恒電位儀開啟時的地電位梯度明顯大于關(guān)閉時的地電位梯度。

綜合以上試驗結(jié)果可以得到， SL線河西站恒電位儀關(guān)閉時，影響地電位梯度的主要因素是XE線陰極保護系統(tǒng)；而SL線河西站恒電位儀開啟時，影響地電位梯度的主要因素為SL線陰極保護系統(tǒng)。兩條管線的陰極保護系統(tǒng)之間存在相互干擾。

(a) 直流電位

(b) 地電位梯度圖5 恒電位儀開啟后方向1和方向2的直流電位和 地電位梯度隨測試長度的變化曲線Fig. 5 Relationships of test length to DC potential (a) and ground potential gradient (b) in directions 1 and 2 with potentiostat turning on表4 河西站恒電位儀開啟和關(guān)閉時方向2 直流電位及地電位梯度的測試結(jié)果Tab. 4 Test results of DC potential and ground potential gradient in direction 2 with potentiostat turning on and off

測試長度/m直流電位/mV地電位梯度/(mV·m-1)關(guān)閉開啟關(guān)閉開啟216.3-27.28.15-13.60431.0-32.77.75-8.186-8.9-64.4-1.48-10.7383.0-69.20.38-8.65104.6-58.10.46-5.81

3 數(shù)值模擬相鄰管道陰極保護系統(tǒng)間的干擾

依據(jù)現(xiàn)場采集的陽極地床、相鄰管道走向、恒電位儀輸出等數(shù)據(jù)，采用數(shù)值模擬的方法計算現(xiàn)場的干擾強度。

3.1 計算參數(shù)和邊界條件設(shè)定

現(xiàn)場陽極地床主要模擬參數(shù)：陽極地床埋深為2 m；區(qū)域電阻率為500 Ω；輔助陽極支數(shù)為20支；每支陽極間距為2.5 m；焦炭厚度為0.3 m；單支陽極長為1.5 m，直徑為7.5 cm；陽極埋設(shè)方式為淺埋立式；計算土壤范圍為1.5 km；陽極地床輸出總電流為6 A。

(a) 直流電位

(b) 地電位梯度圖6 恒電位儀開啟和關(guān)閉時方向2的直流電位和 地電位梯度隨測試長度的變化曲線Fig. 6 Relationships of test length to DC potential (a) and ground potential gradient (b) in direction 2 with potentiostat turning on and off

管道基本參數(shù)：SL線成品油管道的管徑為559 mm，原油管道的管徑為 813 mm；XE線管徑為1 219 mm；管道埋深為2.0 m；XE線和SL線涂層面電阻率分別為104，2×104Ω·m2。

3.2 數(shù)值模擬結(jié)果

通過建立幾何模型、模型網(wǎng)格劃分、模型求解以及數(shù)據(jù)提取等四個步驟，對河西站SL線陽極地床干擾強度進(jìn)行數(shù)值模擬，最終得到管道上的干擾電壓強度。

測試樁處測得的電位可以看成陰極保護電位和陽極地床電壓錐干擾電位的疊加，重點分析來自陽極地床電壓錐干擾的強度。對比XE線和SL線測試樁處的數(shù)值模擬電位和現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)，如圖7所示。

從圖7可以看出，XE線和SL線電位實際測量值和模擬值的趨勢和數(shù)值都趨于一致，說明數(shù)值模擬的設(shè)置和模型是合理的，驗證了數(shù)值模型的正確性；同時也可看出，實際測量值比模擬值略小，這是由于實際測量點并不是最大干擾點。

(a) XE線

(b) SL線圖7 XE線和SL線電位的測量值和模擬值對比Fig. 7 Comparison of test data and numerical simulation data of potentials of XE pipeline (a) and SL pipeline (b)

4 陽極地床改造措施及數(shù)值模擬結(jié)果

4.1 新陽極地床位置及陽極埋設(shè)方式

通過干擾測試結(jié)果及數(shù)值模擬，提出了新陽極地床對應(yīng)的幾何模型，陽極地床的具體位置在河西站圍墻西側(cè)350 m處，距XE線350 m，如圖8所示，陽極地床采用平鋪淺埋方式。利用已建立數(shù)值模型，結(jié)合新建立的陽極地床幾何模型，可以評估新陽極地床位置對XE線和SL線構(gòu)成陽極干擾的強度。

圖8 新陽極地床位置示意圖Fig. 8 Schematic diagram of new anode bed position

4.2 新陽極地床干擾強度的數(shù)值模擬預(yù)測

通過數(shù)值模擬預(yù)測從新埋設(shè)新陽極地床后對應(yīng)地表地電位的分布如圖9所示。從圖9可以看到，埋設(shè)新陽極地床后，其在XE線上最大干擾分量為0.4 V，較目前地床位置對應(yīng)的局部最大干擾強度分量1.97 V降低了79%，消除干擾的效果較好。

圖9 埋設(shè)新陽極地床后地表地電位的分布模擬結(jié)果 (單位:V)Fig. 9 Simulated results of ground potential distribution after installing new anode bed (uint:V)

4.3 試驗驗證

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果可知，改變陽極地床位置后即可基本消除干擾，為證明模擬結(jié)果的可行性，對其進(jìn)行了試驗驗證。首先，斷開SL線河西站陰極保護系統(tǒng)陽極線，然后安裝臨時陽極地床，測試XE線和SL線受干擾處測試樁的管地電位。選用三根普通碳鋼作為臨時陽極，在原有輔助陽極埋設(shè)位置基礎(chǔ)上向遠(yuǎn)離XE線的方向移動80 m，并用電纜將兩根直徑約5 cm，長5 m的碳鋼連接到恒電位儀陽極接線端，測得臨時陽極接地電阻為12 Ω。

河西站恒電位儀正常工作時電壓約為4.9～6.5 V，輸出電流約為1.05～1.60 A。安裝臨時陽極地床后，為了與恒電位儀正常工作時的輸出電流一致，調(diào)整恒電位輸出分別為10 V/0.99 A和16 V/1.55 A。因臨時陽極地床的接地電阻大于原陽極地床的接地電阻，因此恒電位儀在相同的輸出電流工況下，輸出電壓更大。安裝臨時陽極地床前后XE線XE5測試樁和SL線SL4測試樁管地電位測試結(jié)果見表5。

從表5可以看出，安裝臨時陽極地床后，在恒電位儀輸出電流相同的情況下，XE線XE5測試樁管地電位正移約650～750 mV，為-0.883～-0.971 V，而SL線SL4測試樁的管地電位負(fù)移約300 mV，達(dá)

表5 安裝臨時陽極地床前后XE5樁和 SL4樁處管地電位Tab. 5 Pipe-ground potential of XE5 and SL4 stubs before and after temporary installing anode bed

到-1.186～-1.209 V，干擾現(xiàn)象得到明顯改善。

5 結(jié)論

通過對河西站外XE線和SL線測試樁的管地電位、電位梯度和雜散電流的測試數(shù)據(jù)得知，管道上雜散電流產(chǎn)生的原因為相鄰管線陰極保護系統(tǒng)之間的相互干擾，干擾將會導(dǎo)致管地電位負(fù)向移動或正向移動，給陰極保護系統(tǒng)帶來極大的影響。通過數(shù)值模及驗證試驗結(jié)果分析可知，合理設(shè)置陽極地床位置可基本消除陰極保護系統(tǒng)相互間的干擾。

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Mutual Interference between Cathodic Protection Systems of Adjacent Pipelines

JIN Guang-bin

(SINOPEC Petroleum Engineering Henan Corporation, Zhengzhou 450016, China)

Taking adjacent pipelines in Northwest of China for example, the cathodic protection potential, ground potential gradient, and AC interference potential of the adjacent pipelines were tested on the spot. And the position and setting mode of the anode bed were analyzed through numerical simulation using software ANSYS. At last, the simulation results were verified by experiment of temporary buried anode bed. The results indicate that the stray current was caused by mutual interference between different cathodic protection systems. The mutual interference could be eliminated almost by setting anode bed in reasonable location.

cathodic protection system； anode bed； stray current interference； potential distribution； numerical simulation

10.11973/fsyfh-201704013

2015-11-17

金光彬(1984-)，工程師，主要從事油氣集輸類相關(guān)工作，18039278509，bin211@foxmail.com

TG174.41

B

1005-748X(2017)04-0306-05