高壓直流輸電系統對油氣管道的腐蝕影響

馬東

大慶油田設計院有限公司

我國地域遼闊，但能源產地與需求地分布不均，能源主要集中在西部地區，而需求集中在中東部地區，因此，大容量、遠距離的能源輸送系統應運而生[1]。1978 年上海直流輸電工程建成，標志著我國進入直流輸電高速發展階段。由于輸電系統與油氣管道的選址條件類似，為減少土地占用面積，常出現兩者相距較近甚至共用一條廊帶的情況。當輸電系統采用雙極不平衡或單極大地運行時，接地極釋放的入地電流通過管道防腐層破損點流入或流出，并在流出端加速金屬腐蝕，對管道附屬設施（恒電位儀、絕緣卡套等）和操作人員造成影響[2]。因此，研究直流接地極入地電流對管道的腐蝕影響顯得尤為重要。

目前，朱鈺等[3]、鄭策等[4]、李振軍[5]、李想等[6]均通過遠程電位監測系統對管地電位進行監測，得到了接地極放電過程中管地電位的偏移情況，但直流輸電工程極少安排單極運行，且故障出現的時間具有不可預知性，難以通過實際工程測試腐蝕防護效果。基于以上原因，以某接地極和輸氣管道為例，采用CDEGS 軟件進行電磁仿真數值模擬[7]，確定腐蝕影響規律和腐蝕程度，并針對防護措施適用性進行分析，研究結果可為輸電系統接地極的選址及埋地管道安全距離的確定提供實際參考。

1 入地電流對管道腐蝕影響評價標準

目前，對埋地管道直流干擾腐蝕評價主要涉及5 個方面的指標：地電位梯度、管地電位偏移、陰極保護電位、泄漏電流密度和腐蝕速率[8-9]，各規范的限值見表1。其中，地電位梯度只能估測入地電流的干擾程度，當電極離干擾源較近時誤差較大；管地電位偏移只能定性評估管道腐蝕程度，且測量過程受IR 降干擾；陰極保護電位準則是根據穩定干擾源制定的，對于電流變化大、大電流持續時間短、小電流持續時間長的直流輸電系統并不適用；泄漏電流密度是電力企業普遍采用的判斷標準，但泄漏電流密度與檢測位置、土壤環境等因素相關，且電流密度與極化電位并不完全呈線性比例。

表1 現有關于直流干擾的評價標準Tab.1 Existing evaluation criteria for DC interference

從時間角度來看，入地電流對管道腐蝕影響是一個累積過程。腐蝕速率綜合考慮了干擾源、土壤電阻率、相對位置、埋地金屬活性等因素的影響，根據法拉第電磁定律，結合入地電流大小和運行方式進行計算，將腐蝕速率和累積腐蝕量作為油氣管道腐蝕程度的評估依據更為合理。其中，ISO 15589-1—2015 和NACE SP 0169—2013 分別采用0.01 mm/a、0.025 4 mm/a 作為標準，在沒有高壓直流輸電系統對油氣管道腐蝕程度影響限值規定的前提下，以0.025 4 mm/a 作為評價標準。

2 直流接地極對管道的腐蝕影響分析

2.1 接地極和管道布置

以某±800 kV 特高壓直流輸電工程為例，該輸電系統額定容量8 000 MW，額定電流5 kA，輸送距離1 618 km，其中一個送端接地極南側有一條輸氣管道，管道縱向中點與接地極的最近距離為9.5 km，兩者的相對位置如圖1 所示。

圖1 接地極與管道相對位置Fig.1 Relative position of grounding pole and pipeline

2.2 建模方法及參數設置

采用國際上通用的電磁仿真軟件CDEGS 進行模擬設置，該軟件可分析計算共用廊帶內輸電線路對鄰近金屬的影響，采用MALZ 模塊設置各項參數。

接地極為雙圓環設計，外環和內環直徑分別為400 m 和250 m，外環和內環分別采用Φ70 mm、Φ 60 mm 的圓鋼，電導率1×106S/m，磁導率200 H/m，外環、內環均埋深4 m。

采用Wenner 四電極法實測接地極和輸氣管道附近的土壤電阻率，通過軟件反演計算得到分層結構，分層結果見表2。其中，反演結果與實際分層較接近，說明反演結果符合模擬要求。

表2 土壤分層結果Tab.2 Soil stratification results

輸氣管道全長60 km，管徑660×8.5 mm，采用3PE 防腐層，防腐層厚度3 mm，電阻率10×104Ω·m2。

2.3 干擾影響規律

以入地電流5 kA 為例，模擬防腐層良好（破損率0）和無防腐層（裸管）條件下管道沿線的泄漏電流密度，電流密度分布情況見圖2。其中，當接地極以陽極運行時，入地電流從土壤流入近端防腐層破損點，并從遠端破損點處流出；當接地極以陰極運行時，入地電流的流入流出方向與陽極運行方式相反。此時，在管道上的電流流出段為易腐蝕區域，電流流入段為易氫脆和陰極剝離區域。

圖2 管道沿線泄漏電流密度分布Fig.2 Leakage current density distribution along the pipeline

由圖2 可知，靠近接地極處的泄漏電流密度明顯大于其余部位，且以陰極方式運行的陽極區泄漏電流密度大于陽極方式運行的陽極區泄漏電流密度，說明陰極運行時對管道的腐蝕作用更強；同理，陽極運行時對管道防腐層的陰極剝離作用更強。

當防腐層良好時，管道沿線的最大泄漏電流密度為0.000 131 A/ m2；裸管時，最大泄漏電流密度增大了一個數量級，為0.005 34 A/m2。通過統計沿線累加電流，兩者的流入電流總量分別為5.2 A 和185.5 A，說明防腐層可有效阻止入地電流對管道的干擾。

在實際運行中，因管道運輸、第三方破壞、現場焊接和補口損傷等因素，不可避免地會造成管道防腐層破損。根據調研情況，70%的管道防腐層漏點面積為1～100 cm2，常見漏點面積為10 cm2，中位數為6.5 cm2，因此取4～10 cm2作為模擬條件。此外，涂層破損的位置和大小具有不確定性，引入涂層破損率進行描述，陸上油田3PE 防腐層的破損率根據使用年限取值，本文管道的投產時間為2005年，運行時間17 年，經驗值為0.3%。不同漏點面積下的最大泄漏電流密度如圖3 所示。隨著漏點面積的增加，最大泄漏電流密度減小，說明電流從局部漏點處集中泄放，導致局部腐蝕程度遠高于裸管。

圖3 不同漏點面積下的最大泄漏電流密度Fig.3 Maximum leakage current density under different leakage point areas

2.4 腐蝕速率計算

根據法拉第電磁定律計算單位面積腐蝕量[10]，公式為

式中：m為管道單位面積的腐蝕量，g/m2；Z 為金屬電化學當量，1.047 g/(A·h)；i為泄漏電流密度，A/ m2；t為接地極運行時間，h。接地極單極運行時的泄漏電流大而運行時間短，雙極運行時的泄漏電流小而運行時間長，接地極使用壽命60年，按照陰極運行出現概率50%計算等效運行時間，結果見表3。在整個使用壽命期間，單極運行的時間為0.453 4/60=0.007 5 年，雙極運行的時間為29.55/60=0.492 5 年。

表3 不同工況下接地極等效運行時間Tab.3 Equivalent operating time of grounding pole under different working conditions

根據之前的模擬結果，將公式（1）除以金屬管道密度得到腐蝕速率，進而計算累積腐蝕厚度，管道腐蝕速率統計結果見表4。當存在漏點時，各漏點面積下的腐蝕速率均超過0.025 4 mm/a；在接地極壽命期內，累積腐蝕厚度大約在2.5～4.4 mm 之間，而管道壁厚為8.5 mm，結合ASME B31G—2012 的要求（當管道壁厚小于20%時，需進行剩余強度評估），在接地極壽命后期，管道運行壓力已無法滿足生產需求，需降壓或換管操作。

表4 管道腐蝕速率統計結果Tab.4 Statistical results of pipeline corrosion rate

3 防腐措施適應性研究

以防腐層破損率0.3%、漏點面積6 cm2為例進行防腐措施適應性研究，主要從防腐涂層性能、分段絕緣、強制電流和敷設鋅帶等四個方面進行評估[11-12]。

3.1 防腐涂層性能

由于管道電阻率遠小于土壤電阻率，因此入地電流優先與管道形成回路，防腐層的作用是在管道周圍形成一個高值電阻區，抑制入地電流對管道的腐蝕。從絕緣層厚度和電阻率兩個方面考慮其對泄漏電流密度的影響，模擬結果見圖4、圖5（以陰極運行為例）。提高防腐層厚度和電阻率對泄漏電流密度的影響較小，這是由于防腐層性能增加的同時，絕緣電阻也增加，導致管地電位和泄漏電流密度的變化并不明顯。

圖4 防腐層厚度對泄漏電流密度的影響Fig.4 Influence of anticorrosion coating thickness on leakage current density

圖5 防腐層電阻率對泄漏電流密度的影響Fig.5 Influence of anticorrosion coating resistivity on leakage current density

3.2 分段絕緣

通過在管道兩側安裝絕緣接頭將其分為電氣不連接的多段短管道，從而減小管地電位。在管道中點兩側每10 km 設置一個絕緣接頭，將管道分為5段，模型如圖6 所示，模擬結果見圖7（以陰極運行為例）。采用分段絕緣后，距離接地極最近的干擾管道長度較未采取措施時明顯減少，管道中點及兩端的泄漏電流密度大幅降低，且由于電氣回路的改變，絕緣接頭處成為入地電流的流入或流出點，故端部電流會有所升高，其過正或過負可能增加腐蝕或氫脆的傾向。

圖6 分段絕緣布置位置Fig.6 Segmented insulation layout

3.3 強制電流

強制電流是陰極保護方式的一種，將直流電源的負極與管道相連，正極與輔助陽極相連，使管道成為陰極，入地電流從陽極流向金屬管道，從而抑制電子遷移，延緩腐蝕。在管道中點處安裝強制排流裝置，如圖8 所示（以陰極運行為例）。施加強制電流后，管道沿線的泄漏電流密度整體向下偏移，且管道中點的下降幅度最大，但遠端處的泄漏電流密度有所增加，有發生氫脆的風險。同理，陽極運行時采用強制電流法，會減少氫脆風險而增加腐蝕風險。因此，在使用強制電流法時應注意接地極運行方式對腐蝕的影響。

圖8 強制電流對泄漏電流密度的影響Fig.8 Influence of impressed current on leakage current density

3.4 敷設鋅帶

敷設鋅帶是在管道上連接一種比管道金屬更活潑的金屬，通過消耗鋅帶來保護目標管道不受腐蝕影響。根據圖2，可見在管道中點和兩端的泄漏電流密度最大，故在這三處設置鋅帶，中點處鋅帶長度10 km，兩端處的鋅帶長度5 km（圖9），模擬結果見圖10。敷設鋅帶的管段，泄漏電流密度明顯降低，未敷設鋅帶的管段，泄漏電流密度變化較小，泄漏密度在管道沿線分布較均勻。因此，對于遠離接地極的管段，可采用敷設鋅帶的方式降低管地電位，由于接地極的影響范圍較大，對于靠近接地極的管段如只采用鋅帶，則用量過大，投資過高。

圖9 敷設鋅帶示意圖Fig.9 Schematic diagram of laying zinc belt

圖10 敷設鋅帶對泄漏電流密度的影響Fig.10 Influence of zinc belt laying on leakage current density

3.5 綜合防腐措施

由上述分析可知，分段絕緣和敷設鋅帶是兩種行之有效的防腐措施，但絕緣接頭連接處的電流密度會增大，而鋅帶對于接地極附近電流密度的減緩程度有限，因此將兩種措施聯合，先用絕緣接頭將管道分段，再用鋅帶作為陽極材料進行分段防護，相應設置即為圖6 和圖9 的聯合。取管道沿線泄漏電流密度的最大值計算腐蝕速率和防護效果，結果見表5。采用單一措施時，腐蝕速率很難達到標準要求，其中敷設鋅帶的效果最好，其次為強制電流和分段絕緣。采用綜合防腐措施后，腐蝕速率為0.008 32 mm/a，滿足0.025 4 mm/a 的標準，防護效果比未采取措施提高了85.7%。

表5 不同防腐措施下的腐蝕速率Tab.5 Corrosion rates under different anticorrosion measures

4 結論

（1）針對管道受直流干擾的相關標準進行了梳理，確定了將腐蝕速率和累積腐蝕量作為油氣管道腐蝕程度的評估依據更為合理。

（2）建立CDEGS 軟件模型，得到接地極不同運行方式對管道的影響，陰極運行時對管道的腐蝕作用更強，陽極運行時管道發生氫脆的風險更大。

（3）對不同的防腐措施進行了適應性分析，其中分段絕緣和敷設鋅帶是兩種行之有效的防腐措施，采用綜合防腐措施后，腐蝕速率為0.008 32 mm/a，滿足0.025 4 mm/a 的標準，防護效果比采取措施前提高了85.7%。