北京受地铁杂散电流干扰埋地燃气管道的现场检测与防护方案

焦建瑛,刘 瑶,陈涛涛,邢琳琳,朱祥剑,杜艳霞,霍 铎

(1. 北京燃气集团有限公司，北京 100083； 2. 北京科技大学 新材料技术研究院，北京 100083)

城市埋地管网和地铁交通网纵横交错，目前在多地埋地管网上检测到了地铁动态杂散电流干扰[1-5]，近几年，国内围绕地铁杂散电流干扰开展的工作表明，地铁杂散电流是造成埋地燃气管道腐蚀穿孔泄漏的重要隐患[6-13]。如何评估地铁杂散电流干扰风险，并采取有效防护措施成为实际生产的迫切需求。GREENBERGER[14]利用简单模型模拟计算杂散电流对牵引变电站(具有二极管接地系统)附近裸铸铁水管的腐蚀，在不同泄漏电流条件下，计算管道与变电站不同间距的腐蚀电流密度(对应腐蚀年限)和影响范围，从而为管道设计提供参考。赵晋云等[15]通过新大线管道杂散电流干扰缓解的案例，提出增加阴极保护装置和极性接地排流来抑制杂散电流干扰，排流效果显著，但不能完全消除干扰。杨永等[16]通过埋设镁牺牲阳极进行直接接地排流，或者利用极性排流器和镁牺牲阳极的方式进行极性接地排流，使得管道附近的土壤电位梯度显著降低，管地电位波动也大幅减小，从而降低了杂散电流对管道的影响。

目前国内外关于地铁杂散电流干扰评估与防护的报道主要集中在理论设计与缓解措施的应用，关于如何根据现场情况合理设计试验方案并没有清晰的阐述。本工作介绍了北京燃气某段受地铁杂散电流干扰高压管道的现场测试数据及干扰风险评估结果，并开展了详细的干扰防护现场试验，分析了防护方法、排流地床位置等因素对排流效果的影响，基于现场试验结果，确定了该段管道的地铁杂散电流防护方案，以期为燃气管道地铁杂散电流防护方案的设计提供参考。

1 地铁杂散电流的干扰情况

1.1 现场干扰测试

由图1可见：监测地点为燃气管段北端与地铁房山线交叉及并行段，此管段建设于2012年，长度约为7 km，管径DN1000，管道外防腐蚀层均为3层PE，沿线共有1，2，3，4，5，6，7号等7个阴保测试桩。

图1 某燃气管段与地铁房山线的相对位置图Fig. 1 Relative position map of a gas pipe section and the subway Fangshan line

根据GB/T 21246-2007《埋地钢质管道阴极保护参数测量方法》规定的埋地钢质管道阴极保护参数测量方法，测试了此管段的管道通电电位(采用铜/硫酸铜参比电极，CSE)，并采集了与管道同样材质、裸露面积为6.5 cm2的片状试样的断电电位。如图2所示，沿线管道通断电电位均呈周期性波动，并在地铁运行时段波动严重、停运阶段较为稳定，属于典型的地铁动态直流干扰特征。

如表1所示，管道通断电电位都呈现从南侧向北侧波动幅值越来越大的规律，最北侧管道与地铁房山线交叉位置,通电电位波动幅度达到2.09 V，受杂散电流干扰较为严重。

表1 动态直流干扰下管道的通电电位和断电电位Tab. 1 On potentials and off potentials of pipeline with dynamic DC interference V

1.2 干扰评估

关于直流杂散电流干扰下的管线风险评估，国标GB/T 21448-2017及GB 50991-2014均侧重对阴极保护和稳态直流干扰的评估，缺乏有关动态直流干扰的评判准则。而国外相关标准中，澳大利亚标准AS2832.1-2015考虑了动态杂散电流干扰，对地铁杂散电流干扰下阴极保护管线的风险评价进行如下规定，对于短时间极化的、防腐蚀层性能良好的或已证实对杂散电流的响应为快速极化和去极化的构筑物，应遵循以下准则：电位正于保护准则的时间不应超过测试时间的5%；电位正于保护准则+50 mV(钢铁构筑物电位为-800 mV)的时间不应超过测试时间的2%；电位正于保护准则+100 mV(钢铁构筑物电位为-750 mV)的时间不应超过测试时间的1%；电位正于保护准则+850 mV(钢铁构筑物电位为0 mV)的时间不应超过测试时间的0.2%。

(a) 2号 (b) 3号

(c) 2号 (d) 3号图2 地铁杂散电流干扰下,不同测试桩处测得的通电、断电电位Fig. 2 On potentials and off potentials measured at different test piles under the interferebce of subway stray current

本工作中管道的防腐蚀层为3层PE，属于短时间极化构筑物，因此参照澳大利亚标准要求，统计了燃气管道沿线测试桩处断电电位比保护准则更正时间占总测试时间的比例，如表2所示。由表2可见，此段管道极化电位正于保护电位的时间均远远超过标准规定，说明此段管道受到动态直流干扰严重，故要进行动态直流防护。

表2 管道动态直流干扰风险评价Tab. 2 Risk assessment of pipeline dynamic DC interference %

2 地铁杂散电流干扰防护的现场试验

为了获得该段管道的地铁杂散电流防护方案，在现场开展了防护试验，主要考察了防护方法和排流地床位置两个因素对排流效果的影响。

2.1 牺牲阳极现场排流

如图3所示，距离管线2 m，距离6号测试桩约100 m处，临时埋设2支镁合金牺牲阳极，同时在牺牲阳极埋设处、6号测试桩处的管道正上方埋设极化试片，模拟管道的防腐蚀层漏点，用来测试排流效果。

图3 牺牲阳极埋设示意图Fig. 3 Schematic diagram of sacrificial anode installation

由图4可知，新增牺牲阳极对牺牲阳极地床附近管道的杂散电流干扰有一定的缓解效果，断电电位降到标准规定的保护电位(-0.85 V)以下，但在6号测试桩附近管道通断电电位没有降到标准规定要求。由此推断，两支镁合金牺牲阳极排流地床的有效保护范围在100 m内，若应用镁合金牺牲阳极保护7 km长的管道，需要埋设大量牺牲阳极，同时牺牲阳极服役寿命有限，综合考虑经济效益与现场施工条件，不推荐使用牺牲阳极防护方案。

(a) 阳极地床处 (b) 6号测试桩处图4 牺牲阳极地床连接前后管道通断电电位测试结果Fig. 4 Test results of on and off potentials of pipeline before and after the connection of sacrificial anodes

2.2 强制排流

如图5所示，根据干扰水平和现场埋设条件，分别在管段两端的1号、6号测试桩处埋设临时排流阳极地床和参比电极，采用直流电源进行强制排流馈电试验。6号测试桩处阳极地床距离管道约100 m，1号测试桩处阳极地床距离管道约200 m；同时在沿线测试桩处安装数据记录仪，测试干扰缓解前后的通断电电位。

图5 临时阳极地床埋设位置Fig. 5 Temporary anode bed burying position

2.2.1 1号测试桩处强制排流

由图6可见，随着馈入电流的增大，管道的断电电位下降明显，其中在馈入4 A电流后，1,2,3号测试桩处管道的断电电位降至-0.85 V以下，排流效果明显；距排流地床越远，管道断电电位越下降越不明显，5，6，7号测试桩处部分管道断电电位没有达到保护电位，排流效果逐渐变差。

由图7可见：只有1，2，3号测试桩处的通、断电电位明显改善，而其他区域的缓解效果较差，有效保护范围约3 km。

2.2.2 6号测试桩处强制排流

由图8可见,随着馈入电流的增大，管道的断电电位下降明显；馈入相同电流时，随着与排流地床距离的增大，管道断电电位下降来越不明显，在距离6号测试桩6 km的另一端1号测试桩处测得断电电位完全达不到标准要求(-0.85 V以下)。

(a) 1号 (b) 2号 (c) 3号

(d) 5号 (e) 6号 (f) 7号图6 1号测试桩处强制排流后管道沿线测试桩的通断电电位Fig. 6 On and off potentials at the test piles along the pipeline after forced drainage at No. 1 test pile

图7 1号测试桩处强制排流后管道沿线测试桩电位正于-0.85 V的百分比Fig. 7 The percentage of the potential positive than -0.85 V at the test piles along the pipeline after forced drainage at No. 1 test pile

由图9可见，1号测试桩处未见明显的改善效果外，沿线电位均有所改善，其中5号测试桩的改善效果比另两侧要差，由于同一条管线各测试点之间是电连接的，所以推断5号测试桩处改善效果较差的原因可能是埋设的试片与土壤的接触性能差导致的极化较差。

(a) 1号 (b) 2号 (c) 3号

(d) 5号 (e) 6号 (f) 7号图8 6号测试桩处强制排流后管道沿线测试桩的通断电电位Fig. 8 On and off potentials at the test piles along the pipeline after forced drainage at No. 6 test pile

图9 6号测试桩处强制排流后管道沿线测试桩电位正于-0.85 V的百分比Fig. 9 The percentage of the potential positive than -0.85 V at the test piles along the pipeline after forced drainage at No. 6 test pile

由以上试验结果可见，分别在1和6号测试桩处馈电，均出现靠近馈电点一侧的管道电位达到馈电效果，而远离馈电点一侧的改善效果较差，说明仅通过单侧排流地床难以将整个管道的杂散电流减排到理想的效果，需要考虑在两侧同时馈入电流进行防护。

2.2.3 1号和6号测试桩处同时进行强制排流

为了解决单侧馈电不能满足让远离馈电点一侧电位达到改善效果的问题，在1号和6号测试桩处同时进行强制排流试验，如下图10所示，同时在1号和6号测试桩处馈入2 A电流，两侧管道的断电电位均下降明显，有效解决了单侧馈电效果不佳的问题，但若要满足澳大利亚标准要求，两侧馈入电流要大于2 A。

3 排流方案设计

根据现场防护试验结果，针对该管段设计了如下地铁杂散电流的防护方案：

(1) 由于牺牲阳极排流方式保护距离和排流量有限，考虑到经济效益与现场施工条件，选择强制排流方案；

(2) 由于现场无交流市电，管道沿线南、北两侧的阀室内有太阳能发电系统，故强制排流电源采用太阳能发电的直流电源，管段南、北两侧各需要1套电源系统。根据现场排流试验结果，选择额定功率为24 V/10 A(直流供电)恒电位控制的强制排流电源，也可以根据实际阳极地床安装之后的接地电阻情况最终确定。

(a) 1号测试桩 (b) 6号测试桩图10 1号和6号测试桩处同时强制排流后管道沿线测试桩电位正于-0.85 V的百分比Fig. 10 The percentage of the potential positive than -0.85 V at the test piles along the pipeline after forced drainage at No. 1 and No. 6 test piles

(3) 分别在1号和6号测试桩附近安装两处浅埋排流地床，地床埋深大于1.5 m，排流地床距离管道尽量大于50 m，每处地床包含30支含铬高硅铸铁阳极(φ75 mm×1 500 mm)，阳极中心间距3 m。

4 结论

(1) 对某段燃气管道地铁杂散电流干扰问题开展了沿线测试桩的24 h通断电电位测试，按照相关标准对干扰程度进行了评估，结果表明：此段管道受到动态直流干扰，需要进行动态直流干扰防护。

(2) 在现场开展了防护试验，试验结果显示：牺牲阳极排流效果差，缓解距离短，不适合较长距离的管道保护；单侧强制排流试验均出现靠近馈电点一侧的管道电位达到馈电效果，但远离馈电点一侧的管道改善效果较差的现象；在两侧同时进行强制排流，能有效解决单侧馈电效果不佳的问题；对此段管道保护需要两侧同时馈入3～4 A电流。

(3) 基于现场防护试验，确定了受地铁杂散电流干扰燃气管段的干扰防护方案，明确了强制排流的防护类型，确定了两侧同时馈电的排流方式，以及排流器的选型和排流地床的埋设方式。