陸上油氣管道受高壓直流接地極干擾的腐蝕與防護實例分析

周 毅，姜子濤，馬學民，林少軍

(1.廣東楠洋職業安全事務有限公司，廣東 汕頭 515041；2.北京安科腐蝕技術有限公司，北京 102200)

0 引言

高壓直流輸電系統具有輸送容量大、造價低、損耗小、輸送距離不受限制等優點，因此我國長距離電力輸送常常采用這種方式。我國高壓直流輸電系統運行過程中多采用雙極大地方式，但在建設投運初期、檢修以及出現故障排查時，常采用單極大地返回運行方式(也稱放電)[1-2]。單極大地返回運行方式是利用一極導線和大地構成直流回路[3]，在該運行方式中，兩端換流站均需接地，大地相當于直流輸電線路的一根導線，通過接地極入地的電流即為直流輸電工程的運行電流，可高達數千安培[4]。大量的直流電流入地形成的大地電場，導致大地電位升高，鄰近的金屬結構在電場的作用下內部電子定向移動，引發金屬結構的雜散電流腐蝕問題，有文獻報道，高壓直流干擾下管道的腐蝕速率可達0.9 mm/a[5]。目前，我國各地已經出現多例高壓直流干擾問題，例如：向家壩至上?！?00 kV直流工程接地極放電時，導致川氣東送管道受到干擾，管地電位最負可達-2.9 VCSE，影響范圍達到40 km[6]；云廣特高壓直流工程魚龍嶺接地極放電時，導致廣東某天然氣管道上的干擾電壓高達175 VCSE[7]。

國外對于高壓直流干擾展開了一些研究[8-9]，Paul認為涂層較好的管道所受的干擾高于裸管道，而且金屬結構物尺寸會影響干擾水平，管道直徑越大，所受干擾越大[10]；O’Brien等調研了新西蘭Benmore-Haywards高壓直流工程對附近管道腐蝕的影響后指出，即使土壤中的地電位梯度較小，仍可能對金屬管道產生比較明顯的腐蝕影響[11]；Verhiel現場測試了不列顛哥倫比亞至溫哥華島高壓直流輸電系統對附近管道的影響，結果顯示，直流接地極入地電流達到1 200 A時，管地電位偏移最高達到264 mV[12]。

目前國外高壓直流輸電工程電壓和功率較低，因此其可借鑒性不足。而國內對于高壓直流干擾這種新型的干擾相關研究尚處于起步階段，對其風險認識不足，也缺乏管道防護的實際工程案例。鑒于此，本文以我國某擬建接地極系統對附近埋地金屬管道產生的腐蝕問題為例，利用數值模擬技術預測管道的干擾水平，分析腐蝕風險，并在此基礎上進行腐蝕防護方案設計，研究方法和結論可為其他類似工程提供參考和借鑒。

1 土壤結構影響分析

一般情況下，管道系統和高壓直流接地極系統結構較為簡單，參數相對比較均勻，容易模擬。長輸管道穿越范圍大，沿線土壤結構復雜，無法完全模擬。因此，如何模擬管道沿線土壤結構變化，是建立合理模型的重點之一。

建立模型如圖1所示，管道距離高壓直流接地極8 400 m，沿線穿越局部土壤電阻率變化較大區域，其尺寸為9 500 m×500 m×100 m(數據來源為實際穿越的某河流)，其他位置土壤電阻率均一。為了獲得管道上缺陷的電流密度分布情況，在管道上繪制面積為1 cm2的缺陷(埋地管道雜散電流干擾評價常用尺寸，參考GB/T 50698《埋地鋼質管道交流干擾防護技術標準》)。其他參數同第2節計算模型。

計算局部土壤電阻率變化區域不同情況下(如表1所示)，管道近地電位分布及缺陷電流密度分布，如圖2～3所示。由圖可見，局部土壤電阻的變化對管道近地電位影響不大；但是，對缺陷點電流密度影響較大，而且3種情況下中間區域缺陷電流密度存在一定的比例關系，例如，40 km位置3種情況下缺陷電流密度分別為-9.8 A/m2，-0.18 A/m2，-93 A/m2，35.2 km位置(局部土壤電阻率變化區域邊緣)3種情況下缺陷電流密度分別為-7.3 A/m2，-0.14 A/m2，-73 A/m2。電流密度比值約等于土壤電阻率倒數之比(1/100∶1/5000∶1/10)。由此可見，局部土壤電阻率決定了缺陷電流密度，根據獲得比例關系，可以得到真實電流與使用整體電阻率模型計算的電流密度換算關系如式(1)所示。本計算中管道埋設處的土壤電阻率(即ρ0)取31 Ω·m。

圖1 土壤結構影響計算模型Fig.1 Model for calculating the effect of soil

編號名稱電阻率/(Ω·m)范圍1均一100Ω100全部2局部5000Ω100其他部分50009500m×500m×100m3局部10Ω100其他部分109500m×500m×100m

(1)

式中：i為實際缺陷電流密度，A/m2；i0為模型計算缺陷電流密度，A/m2；ρ為實際測得局部土壤電阻率，Ω·m；ρ0為計算模型土壤電阻率，Ω·m。

圖2 管道近地電位隨局部土壤電阻率變化規律Fig.2 Pipe-to-soil potential along the pipeline in 3 kinds of local soil resistivity

圖3 缺陷點電流密度隨局部土壤電阻率變化規律Fig.3 Current density of defect along the pipeline in 3 kinds of local soil resistivity

由此可見，在進行模擬計算的時候，可采用大范圍的土壤模型計算管道對近地電位，然后利用局部測試的土壤電阻率結果配合式(1)計算局部土壤電阻率變化區域管道缺陷的電流密度，可以達到簡化模型，提高計算精度的效果。

2 實際模型建立

管道與擬建直流接地極的相對位置關系如圖4所示。管道全長81.5 km，兩端各設有1座站場，站場內有絕緣接頭將上下游管道絕緣分隔。輸送方向為由A站至B站，沿線設有2座手動截斷閥室。擬建接地極極址距離管道最近位置約9 km，接地極極環采用水平緊湊型3個同心圓環布置，饋電棒為高硅鉻鐵，填充材料為焦炭，其他計算參數如表2所示，其中陰極放電表示電流從大地流進直流接地極，陽極放電表示電流從直流接地極流入大地。

圖4 管道與直流接地極的位置關系Fig.4 The map of the oil pipeline and the earth electrode

土壤電阻率情況是數值模擬計算中的一個重要影響因素，收集到大范圍內分層土壤電阻率情況如表3所示。管道干擾電壓主要取決于大范圍內土壤電阻率，但是管道缺陷處的電流密度主要取決于附近的土壤電阻率。因此對管道沿線土壤電阻率情況進行測試，測試結果如圖5所示。利用專業的數值模擬軟件(CDEGS)開展數值模擬計算，獲得管道沿線干擾電位分布情況。在管道上繪制1 cm2的缺陷計算電流密度，并利用式(1)和現場實測數據轉換為實際電流密度。

表2 計算參數一覽Table 2 The model parameters

表3 分層土壤電阻率Table 3 Soil resistivity

圖5 管道沿線土壤電阻率分布Fig.5 Soil resistivity along the pipeline

3 高壓直流干擾評價

3.1 評價方法

高壓直流接地極放電時，對于埋地管道主要產生3個方面的影響：1)由于地電位的升高，導致管道與附近大地之間產生高的電壓差，對相關人員產生接觸電擊危害；2)在電流流出管道的位置，引發電腐蝕；3)在電流流入的位置產生氫脆和防腐層剝離風險。

本文涉及案例中的管道材質為X60，其氫脆敏感性較低[13]。而對于3PE防腐層在短時間，大干擾下的剝離問題目前還不清楚，因此本文對高壓直流干擾引起的管道電位負向偏移不做討論。對于人身安全影響，GB/T 3805—2008[14]中指出潮濕條件下人體的安全電壓值為35 V。對于腐蝕速率的評價，各個國家標準中有所不同[15-17]。本文采用國際標準ISO 15589—1規定的0.01 mm/y作為腐蝕評價標準。綜合以上分析，得到評價指標如下：1)人身安全限值：管道對近地的電位在±35 V之內；2)管體腐蝕限值：腐蝕速率不超過0.01 mm/y。

3.2 干擾評估及腐蝕計算

計算直流接地極以額定電流陰極放電和陽極放電時(3 000 A)，管道對近地電位(P/S potential)，計算結果如圖6所示。由圖可見，直流接地極陰極放電時，管道靠近接地極的位置電位最正，達到117 VCSE；相反，直流接地極陽極放電時，管道靠近接地極的位置電位最負，達到-117 VCSE；不論直流接地極陰極放電還是陽極放電，管道上部分位置的電位超過± 35 V，因此不滿足人身安全限值。

圖6 直流接地極放電時管道沿線電位分布Fig.6 P/S potential along the pipeline in monopolar mode

當直流電流導致的反應只有金屬原子轉化為金屬離子，而且外加電流遠遠大于金屬本身的交換電流密度時，外加直流電流與金屬腐蝕量之間滿足法拉第定律，如式(2)所示。

(2)

式中：ΔW為腐蝕失重，g；A為金屬的摩爾質量，g；n為反應化學價；i為缺陷電流密度，A/m2；t為時間，s；S為缺陷面積，m2。

高壓直流接地極每年放電率約1%(即90 h)，放電極性比較隨機，可認為陰陽極各占50%。在這種情況下計算管道沿線腐蝕速率如圖7所示。由圖可見，管道沿線最大腐蝕速率達到2.21 mm/y，遠大于腐蝕限值0.01 mm/y，因此不滿足管體腐蝕限值。綜上所述，該直流接地極放電條件下，管道的干擾既不滿足人身安全限值，也不滿足腐蝕限值。

圖7 直流接地極放電時管道沿線腐蝕速率分布Fig.7 Corrosion rate along the pipeline in monopolar mode

4 腐蝕防護設計

針對前文的問題，提出3種腐蝕防護設計方案，分別為：

1)方案一、電網方采取分體式直流接地極加入地電流限制，管道方采取水平鋅帶防護；

2)方案二、分段絕緣加水平鋅帶；

3)方案三：直流接地極更換選址。

限于篇幅不對每個方案的具體方法和過程進行詳細描述，將3個方案的簡要思路以及優缺點進行比較，如表4所示。

由表4可見，其中，方案一需要在管道上分散敷設40 km鋅帶；高壓直流接地極改為分體式；對直流接地極年放電量進行限制，限制條件為每年陽極放電量不超過2.94 kA·h，陰極放電量不超過8.36 kA·h。方案二需要在管道上分散敷設40 km鋅帶，并設置7處絕緣接頭；對直流接地極年放電量進行限制，限制條件為每年陽極放電不超過1.52 kA·h，陰極放電不超過4.34 kA·h。而方案三為更換直流接地極極址。

經過比較分析可知，方案三中，管道方不需要加裝額外的防護措施，電網方也不需要對放電量進行控制；而方案一和方案二中，原極址下管道所受干擾較大，一旦建成后期腐蝕防護費用較高，而且需要對入地電流量進行控制；因此，方案三相對較為經濟合理。

5 結論

1)局部土壤電阻率的改變對管道干擾電壓影響較小，對管道干擾電流密度影響較大。基于此，本文提出采用整體土壤結構構建模型，并利用現場測試結果對計算電流密度進行換算的方法進行建模計算。這樣可以簡化計算模型中的局部土壤模型，提高計算效率。

表4 3種方案的優缺點比較Table 4 The advantages and disadvantages of the 3 schemes

2)通過對高壓直流干擾風險的分析，確定了管道對近地電位以及管體腐蝕速率的限制條件，即：管道對近地的電位在±35 V之內；腐蝕速率不超過0.01 mm/y。并利用數值模擬技術計算案例中管道對近地電位和管體腐蝕速率，結果顯示，雖然直流接地極距離管道約9 km，但是管道仍然受到比較嚴重的干擾，需要采取腐蝕防護措施。

3)為了降低管道的腐蝕風險，分別提出了3套防護設計方案，并對方案的優缺點進行比較分析，得出方案三(直流接地極更換選址)相對較為經濟合理。