基于縮比模型的壓載艙犧牲陽極消耗行為

王孝一,宋世德,張 周,張 崎,楊璐嘉,黃 一

(大連理工大學，大連 116023)

壓載艙工作時處于極端惡劣的腐蝕環境中，因此需要設計合理有效的腐蝕防護系統。通常采用防腐蝕涂層和犧牲陽極的聯合保護系統對壓載艙進行保護[1]，在船舶全壽命期內該系統處于一個動態的退化過程[2]：一方面防腐蝕涂層的破損和退化會提高結構的電流密度需求[3]；另一方面犧牲陽極的不斷消耗、間浸環境導致的表面結殼和陽極鈍化現象會顯著降低犧牲陽極的性能，使犧牲陽極產生的電流下降和工作電位正移[4-5]，從而無法提供足夠的保護。涂層失效后對壓載艙保護完全依賴于犧牲陽極，所以有必要對犧牲陽極的消耗狀態進行實時評估。目前對于犧牲陽極消耗狀態的評估通常使用的方法有：人工測量檢測[6-7]、質量損失法檢測[8-10]和電流監測[11-12]。但是由于壓載艙內部結構復雜，人員進入困難，維護檢修都極為不便；同時壓載艙長期處于黑暗中，人工檢測難以全面反映壓載艙的保護狀態。因此，可以通過在線監測犧牲陽極產生的電流來評估犧牲陽極的消耗狀態和剩余壽命，并為壓載艙的維護檢修提供準確的數據支持。

本工作設計了一種在線監測犧牲陽極消耗率并評估犧牲陽極剩余壽命的方法，然后搭建壓載艙縮比模型并建立與實船等同的犧牲陽極保護系統進行驗證試驗，該方法通過在線監測犧牲陽極在不同壽命階段(涂層破損率)的電流計算犧牲陽極的消耗量，并與實測值進行對比，研究了不同壽命階段的電流密度需求和溫度對犧牲陽極電流效率的影響。

1 壓載艙縮比模型和陰極保護系統

1.1 縮比模型

選取某半潛平臺作為壓載艙縮比模型的母型船，對其下浮體按照1∶4進行縮放。同時對實船的內部結構進行簡化，使用矩形梁代替壓載艙中的T型材、L型角鋼等加強構件。通常認為加強筋高度在0.1 m以上即可實現對屏蔽效應的模擬，而且加強筋厚度對屏蔽效應的影響不明顯[13]。在保證結構強度的前提下，盡量減輕模型的質量，通過有限元法計算優化后確定壓載艙縮比模型的結構形式。壓載艙縮比模型的主要參數如下：縮尺比1∶4，長度3 m，寬度4.5 m，高度2.5 m，板厚6 mm，矩形梁高度0.15 m，總面積82.2 m2，材料Q235B鋼，質量3.36 t。

壓載艙縮比模型內部共有6道加強筋：4條縱向加強筋，間距為900 mm；2條橫向加強筋，間距為1 000 mm。其內部結構如圖1。

圖1 壓載艙縮比模型結構圖Fig.1 Structure diagram of ballast tank scale model

參考實船涂裝要求對壓載艙縮比模型內部進行涂裝。涂裝前表面處理方法參考GB/T 6823-2008《船舶壓載艙漆》、IMO MSC.215(82)《所有類型船舶專用海水壓載艙和散貨船雙舷側處所保護涂層性能標準》。涂層體系采用的是NACE SP0108-2008《使用防護漆對海上平臺結構進行防腐蝕控制》中典型壓載艙的涂層推薦體系，使用三道純環氧樹脂涂層體系，涂層名義干膜厚度為375 μm(90/10規則)。

1.2 犧牲陽極系統設計

基于DNV RP B-401-2011《陰極保護設計》和GB/T 4948-2002《鋁-鋅-銦系合金犧牲陽極》進行陰極保護系統的設計，陽極型號為AT-8，陽極材料為Al-Zn-In-Mg-Ti，單塊陽極質量為3.0 kg。

犧牲陽極系統的設計壽命為25 a，實測海水電阻率為0.201 Ω·m。通過邊界元軟件計算優化陽極位置與數量。最終，在模型中共布置18塊犧牲陽極，布置位置如圖2所示，圖中黃色長方體為犧牲陽極。

圖2 壓載艙縮比模型中犧牲陽極布置圖Fig.2 Sacrificial anode layout in ballast tank scale model

1.3 試驗流程

參考GB/T 6823-2008《船舶壓載艙漆》 附錄A-模擬壓載艙條件試驗中對于壓載艙模擬試驗的要求進行試驗。試驗時間為180 d，水溫(35±2) ℃，壓載周期為3周(2周滿載、1周空載)。試驗海水為符合GB 3097-1997《海水水質標準》的過濾海水或人工海水，其氧氣含量為3～8 mg/L，pH為7.2～8.6。試驗過程中通過總功率為30 kw的6支加熱器和溫度控制設備保證試驗水溫的恒定。

試驗中使用的測量設備和精度如下：電位監測儀(Ag/AgX固體參比電極)，精度1 mV；電流監測儀(10 mΩ精密電阻)，精度1 mA；電子天平，精度4 200 g/0.01 g。

安裝完成后壓載艙縮比模型內外部如圖3所示，其中外部表面貼滿鋁箔泡沫保溫層，用于減少熱量損失。

試驗前稱量犧牲陽極初始質量，然后按以下步驟進行試驗：①注水加熱，滿載2周(14 d)；②排空壓載艙，空載1周(7 d)；③人工破損涂層；④重復以上3個步驟。用涂層破損率表示犧牲陽極所處的壽命階段,涂層破損率從0.5%依次增大為2.0%、5.0%、8.0%、10.0%、15.0%、20.0%，其中在涂層破損率為10.0%條件下進行了2個壓載周期的試驗(溫度分別為25 ℃和35 ℃)；試驗結束后，測量犧牲陽極的質量損失。在整個試驗過程中使用標準電阻法對犧牲陽極電流進行監測，即通過測量串聯接入的10 mΩ電阻上的電壓降得到犧牲陽極電流。

(a) 外部

(b) 內部圖3 壓載艙縮比模型內外部照片Fig.3 Photos of inside (a) and outside (b) of ballast tank scale model

2 結果與討論

2.1 電流監測值

根據試驗期間的犧牲陽極電流監測數據，繪制出陽極電流隨時間變化的曲線，如圖4和圖5所示。從圖中可以看出，犧牲陽極電流呈周期性變化，在每一個壓載周期開始時犧牲陽極入水開始極化，電流同時達到峰值，隨后電流值呈指數下降，約10 d后達到穩定。這是由于在壓載水艙環境中，陰極表面處于干濕交替的狀態，陰極保護無法形成致密的保護膜，表面的鈣鎂沉積層質地疏松，孔隙較大，無法形成長期的保護。在經歷初期的大電流極化后，陰極表面迅速形成一層保護膜，減小了電流密度需求，因此陽極輸出電流迅速減小到一穩定值。

圖4 犧牲陽極電流監測曲線Fig.4 Sacrificial anode current monitoring curves

圖5 涂層破損率為20%時犧牲陽極電流監測曲線Fig.5 Sacrificial anode current monitoring curves at coat damage rate of 20%

同時在每一次壓載結束后會人為改變涂層破損率，因此每一周期穩定階段的電流值也不斷增大。對各周期的陽極電流峰值和破損率以及對應的平穩階段電流值進行統計，結果列于表1中。將陽極電流密度穩定值(陽極總電流穩定值/陰極保護面積)和涂層破損率作圖，并采用最小二乘法進行線性擬合，結果見圖6。

表1 犧牲陽極的電流及電流密度Tab. 1 Current and current density of sacrificial anode

從圖6中可以看到，陽極電流密度與涂層破損率基本呈現線性關系，其中涂層破損率為2.0%(第2壓載周期)和涂層破損率為10.0%(第5，6壓載周期)時，試驗數據略偏離了擬合曲線。這是由于第2壓載周期為首次進行涂層破損，壓載艙縮比模型表面出現大面積的裸露部分，所以電流密度需求稍高于擬合值；由于第5，6壓載周期中間未對涂層進行破壞，所以在第5個壓載周期中形成的鈣鎂沉積層減小了第6個壓載周期的電流密度需求，造成了該點略低于擬合值，如圖7所示。通過同DNV RP B-401-2011規范對比發現，當涂層破損率小于10.0%時，電流密度略大于規范要求值，當涂層破損率不小于10.0%時，電流密度基本相等。

圖6 陽極電流密度隨涂層破損率變化曲線及規范推薦值Fig.6 Curves of anodic current density vs coat damage rate and recommended values of specifications

圖7 涂層破損率為10%時犧牲陽極監測曲線Fig.7 Sacrificial anode current monitoring curves at coat damage rate of 10%

在第6壓載周期中，將海水溫度從25 ℃提高到35 ℃，犧牲陽極的電流輸出有了明顯的提高，但監測到的壓載艙縮比模型表面電位卻略有下降，如圖8所示，這說明溫度升高降低了犧牲陽極的效率。

2.2 犧牲陽極剩余壽命評估

為了評估犧牲陽極的剩余壽命，需要先計算犧牲陽極工作時間內的質量損失。通過對實時監測得到的電流數據進行處理，即可實時了解犧牲陽極的工作、消耗狀態。犧牲陽極的消耗質量可通過式(1)計算。

圖8 涂層破損率為10.0%時電位監測曲線Fig.8 Potential monitoring curves at coat damage rate of 10.0%

(1)

式中：F為法拉第常數，96 500 C/mol；M為相對原子質量，此處為27 g/mol；V為陽極材料化合價，此處為3；E為陽極電流效率，此處為0.9。

根據式(1)計算得到的犧牲陽極理論消耗質量見表2。同時根據GB/T 16545-2015《金屬和合金的腐蝕 腐蝕試樣上腐蝕產物的清除》中有關方法去除犧牲陽極表面腐蝕產物，再稱量犧牲陽極的剩余質量，試驗前后犧牲陽極的質量差即為其實測消耗質量，結果也列于表2中。

由于各犧牲陽極的電流效率并不相同，同時監測時間有限，犧牲陽極的理論消耗質量與實際消耗質量難免存在誤差，除個別犧牲陽極相對誤差較大外，大部分都較小。從表2中可以看出，消耗質量較大的犧牲陽極，其相對誤差值大多為正值。這是由于犧牲陽極表面腐蝕不均勻，腐蝕部分呈斑點狀分布，且蝕坑較深，如圖9所示,在腐蝕產物去除過程中，附著不牢固的金屬基體很容易同腐蝕產物一同被去除所致,表2中多數犧牲陽極消耗質量的相對誤差在13% 以內，其中15和13號犧牲陽極由于本身輸出電量較少，消耗質量較少，因此誤差相對較大，但誤差仍在20%以內。

表2 犧牲陽極消耗質量Tab. 2 Consumption mass values of sacrificial anodes

圖9 8號犧牲陽極去除腐蝕產物后的照片Fig.9 Photo of sacrificial anode No. 8 after removal of corrosion products

從圖4中的電流趨勢可見，壓載艙內犧牲陽極輸出的電流并不連續，犧牲陽極根據壓載周期間歇性工作，所以使用犧牲陽極的平均消耗率對其剩余壽命進行評估，如式(2)所示，以1號犧牲陽極為例，計算得其剩余壽命為19.11 a。

(2)

式中：N為犧牲陽極的剩余壽命；K為犧牲陽極的利用系數，取0.9；m0為犧牲陽極的初始質量；Δm為試驗期間犧牲陽極的消耗質量；t為試驗時間。

3 結論

(1) 壓載艙中犧牲陽極間歇性工作，陽極入水再極化時電流達到峰值，其后呈指數趨勢迅速下降，約10 d后保持穩定。

(2) 隨著涂層破損率的變化，在壓載艙全壽命期內各犧牲陽極輸出電流差別較大，且同DNV規范相比，涂層破損率小于10.0%時電流密度較大，涂層破損率不小于10.0%時電流密度基本相等。因此需對壓載艙犧牲陽極做出適當調整，例如使用前期電流輸出較大的復合犧牲陽極等。

(3) 在同等條件下，溫度升高，陽極的輸出電流增大，壓載艙保護電位降低，犧牲陽極效率下降。

(4) 通過法拉第定律計算可以較為精確地預估犧牲陽極的消耗狀態，通過平均消耗率可以對犧牲陽極的剩余壽命進行評估。若進行長期的監控，可以有效提高消耗狀態的預測精度。

致謝：本文工作得到海洋工程裝備科研項目“第七代鉆井平臺船型方案研究(半潛式)”和高技術船舶科研項目“浮式保障平臺工程防腐抗蝕技術”的大力幫助，在此表示感謝。