陆上油气管道受高压直流接地极干扰的腐蚀与防护实例分析

周 毅，姜子涛，马学民，林少军

(1.广东楠洋职业安全事务有限公司，广东 汕头 515041；2.北京安科腐蚀技术有限公司，北京 102200)

0 引言

高压直流输电系统具有输送容量大、造价低、损耗小、输送距离不受限制等优点，因此我国长距离电力输送常常采用这种方式。我国高压直流输电系统运行过程中多采用双极大地方式，但在建设投运初期、检修以及出现故障排查时，常采用单极大地返回运行方式(也称放电)[1-2]。单极大地返回运行方式是利用一极导线和大地构成直流回路[3]，在该运行方式中，两端换流站均需接地，大地相当于直流输电线路的一根导线，通过接地极入地的电流即为直流输电工程的运行电流，可高达数千安培[4]。大量的直流电流入地形成的大地电场，导致大地电位升高，邻近的金属结构在电场的作用下内部电子定向移动，引发金属结构的杂散电流腐蚀问题，有文献报道，高压直流干扰下管道的腐蚀速率可达0.9 mm/a[5]。目前，我国各地已经出现多例高压直流干扰问题，例如：向家坝至上海±800 kV直流工程接地极放电时，导致川气东送管道受到干扰，管地电位最负可达-2.9 VCSE，影响范围达到40 km[6]；云广特高压直流工程鱼龙岭接地极放电时，导致广东某天然气管道上的干扰电压高达175 VCSE[7]。

国外对于高压直流干扰展开了一些研究[8-9]，Paul认为涂层较好的管道所受的干扰高于裸管道，而且金属结构物尺寸会影响干扰水平，管道直径越大，所受干扰越大[10]；O’Brien等调研了新西兰Benmore-Haywards高压直流工程对附近管道腐蚀的影响后指出，即使土壤中的地电位梯度较小，仍可能对金属管道产生比较明显的腐蚀影响[11]；Verhiel现场测试了不列颠哥伦比亚至温哥华岛高压直流输电系统对附近管道的影响，结果显示，直流接地极入地电流达到1 200 A时，管地电位偏移最高达到264 mV[12]。

目前国外高压直流输电工程电压和功率较低，因此其可借鉴性不足。而国内对于高压直流干扰这种新型的干扰相关研究尚处于起步阶段，对其风险认识不足，也缺乏管道防护的实际工程案例。鉴于此，本文以我国某拟建接地极系统对附近埋地金属管道产生的腐蚀问题为例，利用数值模拟技术预测管道的干扰水平，分析腐蚀风险，并在此基础上进行腐蚀防护方案设计，研究方法和结论可为其他类似工程提供参考和借鉴。

1 土壤结构影响分析

一般情况下，管道系统和高压直流接地极系统结构较为简单，参数相对比较均匀，容易模拟。长输管道穿越范围大，沿线土壤结构复杂，无法完全模拟。因此，如何模拟管道沿线土壤结构变化，是建立合理模型的重点之一。

建立模型如图1所示，管道距离高压直流接地极8 400 m，沿线穿越局部土壤电阻率变化较大区域，其尺寸为9 500 m×500 m×100 m(数据来源为实际穿越的某河流)，其他位置土壤电阻率均一。为了获得管道上缺陷的电流密度分布情况，在管道上绘制面积为1 cm2的缺陷(埋地管道杂散电流干扰评价常用尺寸，参考GB/T 50698《埋地钢质管道交流干扰防护技术标准》)。其他参数同第2节计算模型。

计算局部土壤电阻率变化区域不同情况下(如表1所示)，管道近地电位分布及缺陷电流密度分布，如图2～3所示。由图可见，局部土壤电阻的变化对管道近地电位影响不大；但是，对缺陷点电流密度影响较大，而且3种情况下中间区域缺陷电流密度存在一定的比例关系，例如，40 km位置3种情况下缺陷电流密度分别为-9.8 A/m2，-0.18 A/m2，-93 A/m2，35.2 km位置(局部土壤电阻率变化区域边缘)3种情况下缺陷电流密度分别为-7.3 A/m2，-0.14 A/m2，-73 A/m2。电流密度比值约等于土壤电阻率倒数之比(1/100∶1/5000∶1/10)。由此可见，局部土壤电阻率决定了缺陷电流密度，根据获得比例关系，可以得到真实电流与使用整体电阻率模型计算的电流密度换算关系如式(1)所示。本计算中管道埋设处的土壤电阻率(即ρ0)取31 Ω·m。

图1 土壤结构影响计算模型Fig.1 Model for calculating the effect of soil

编号名称电阻率/(Ω·m)范围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为实际缺陷电流密度，A/m2；i0为模型计算缺陷电流密度，A/m2；ρ为实际测得局部土壤电阻率，Ω·m；ρ0为计算模型土壤电阻率，Ω·m。

图2 管道近地电位随局部土壤电阻率变化规律Fig.2 Pipe-to-soil potential along the pipeline in 3 kinds of local soil resistivity

图3 缺陷点电流密度随局部土壤电阻率变化规律Fig.3 Current density of defect along the pipeline in 3 kinds of local soil resistivity

由此可见，在进行模拟计算的时候，可采用大范围的土壤模型计算管道对近地电位，然后利用局部测试的土壤电阻率结果配合式(1)计算局部土壤电阻率变化区域管道缺陷的电流密度，可以达到简化模型，提高计算精度的效果。

2 实际模型建立

管道与拟建直流接地极的相对位置关系如图4所示。管道全长81.5 km，两端各设有1座站场，站场内有绝缘接头将上下游管道绝缘分隔。输送方向为由A站至B站，沿线设有2座手动截断阀室。拟建接地极极址距离管道最近位置约9 km，接地极极环采用水平紧凑型3个同心圆环布置，馈电棒为高硅铬铁，填充材料为焦炭，其他计算参数如表2所示，其中阴极放电表示电流从大地流进直流接地极，阳极放电表示电流从直流接地极流入大地。

图4 管道与直流接地极的位置关系Fig.4 The map of the oil pipeline and the earth electrode

土壤电阻率情况是数值模拟计算中的一个重要影响因素，收集到大范围内分层土壤电阻率情况如表3所示。管道干扰电压主要取决于大范围内土壤电阻率，但是管道缺陷处的电流密度主要取决于附近的土壤电阻率。因此对管道沿线土壤电阻率情况进行测试，测试结果如图5所示。利用专业的数值模拟软件(CDEGS)开展数值模拟计算，获得管道沿线干扰电位分布情况。在管道上绘制1 cm2的缺陷计算电流密度，并利用式(1)和现场实测数据转换为实际电流密度。

表2 计算参数一览Table 2 The model parameters

表3 分层土壤电阻率Table 3 Soil resistivity

图5 管道沿线土壤电阻率分布Fig.5 Soil resistivity along the pipeline

3 高压直流干扰评价

3.1 评价方法

高压直流接地极放电时，对于埋地管道主要产生3个方面的影响：1)由于地电位的升高，导致管道与附近大地之间产生高的电压差，对相关人员产生接触电击危害；2)在电流流出管道的位置，引发电腐蚀；3)在电流流入的位置产生氢脆和防腐层剥离风险。

本文涉及案例中的管道材质为X60，其氢脆敏感性较低[13]。而对于3PE防腐层在短时间，大干扰下的剥离问题目前还不清楚，因此本文对高压直流干扰引起的管道电位负向偏移不做讨论。对于人身安全影响，GB/T 3805—2008[14]中指出潮湿条件下人体的安全电压值为35 V。对于腐蚀速率的评价，各个国家标准中有所不同[15-17]。本文采用国际标准ISO 15589—1规定的0.01 mm/y作为腐蚀评价标准。综合以上分析，得到评价指标如下：1)人身安全限值：管道对近地的电位在±35 V之内；2)管体腐蚀限值：腐蚀速率不超过0.01 mm/y。

3.2 干扰评估及腐蚀计算

计算直流接地极以额定电流阴极放电和阳极放电时(3 000 A)，管道对近地电位(P/S potential)，计算结果如图6所示。由图可见，直流接地极阴极放电时，管道靠近接地极的位置电位最正，达到117 VCSE；相反，直流接地极阳极放电时，管道靠近接地极的位置电位最负，达到-117 VCSE；不论直流接地极阴极放电还是阳极放电，管道上部分位置的电位超过± 35 V，因此不满足人身安全限值。

图6 直流接地极放电时管道沿线电位分布Fig.6 P/S potential along the pipeline in monopolar mode

当直流电流导致的反应只有金属原子转化为金属离子，而且外加电流远远大于金属本身的交换电流密度时，外加直流电流与金属腐蚀量之间满足法拉第定律，如式(2)所示。

(2)

式中：ΔW为腐蚀失重，g；A为金属的摩尔质量，g；n为反应化学价；i为缺陷电流密度，A/m2；t为时间，s；S为缺陷面积，m2。

高压直流接地极每年放电率约1%(即90 h)，放电极性比较随机，可认为阴阳极各占50%。在这种情况下计算管道沿线腐蚀速率如图7所示。由图可见，管道沿线最大腐蚀速率达到2.21 mm/y，远大于腐蚀限值0.01 mm/y，因此不满足管体腐蚀限值。综上所述，该直流接地极放电条件下，管道的干扰既不满足人身安全限值，也不满足腐蚀限值。

图7 直流接地极放电时管道沿线腐蚀速率分布Fig.7 Corrosion rate along the pipeline in monopolar mode

4 腐蚀防护设计

针对前文的问题，提出3种腐蚀防护设计方案，分别为：

1)方案一、电网方采取分体式直流接地极加入地电流限制，管道方采取水平锌带防护；

2)方案二、分段绝缘加水平锌带；

3)方案三：直流接地极更换选址。

限于篇幅不对每个方案的具体方法和过程进行详细描述，将3个方案的简要思路以及优缺点进行比较，如表4所示。

由表4可见，其中，方案一需要在管道上分散敷设40 km锌带；高压直流接地极改为分体式；对直流接地极年放电量进行限制，限制条件为每年阳极放电量不超过2.94 kA·h，阴极放电量不超过8.36 kA·h。方案二需要在管道上分散敷设40 km锌带，并设置7处绝缘接头；对直流接地极年放电量进行限制，限制条件为每年阳极放电不超过1.52 kA·h，阴极放电不超过4.34 kA·h。而方案三为更换直流接地极极址。

经过比较分析可知，方案三中，管道方不需要加装额外的防护措施，电网方也不需要对放电量进行控制；而方案一和方案二中，原极址下管道所受干扰较大，一旦建成后期腐蚀防护费用较高，而且需要对入地电流量进行控制；因此，方案三相对较为经济合理。

5 结论

1)局部土壤电阻率的改变对管道干扰电压影响较小，对管道干扰电流密度影响较大。基于此，本文提出采用整体土壤结构构建模型，并利用现场测试结果对计算电流密度进行换算的方法进行建模计算。这样可以简化计算模型中的局部土壤模型，提高计算效率。

表4 3种方案的优缺点比较Table 4 The advantages and disadvantages of the 3 schemes

2)通过对高压直流干扰风险的分析，确定了管道对近地电位以及管体腐蚀速率的限制条件，即：管道对近地的电位在±35 V之内；腐蚀速率不超过0.01 mm/y。并利用数值模拟技术计算案例中管道对近地电位和管体腐蚀速率，结果显示，虽然直流接地极距离管道约9 km，但是管道仍然受到比较严重的干扰，需要采取腐蚀防护措施。

3)为了降低管道的腐蚀风险，分别提出了3套防护设计方案，并对方案的优缺点进行比较分析，得出方案三(直流接地极更换选址)相对较为经济合理。