海上风电工程交流杂散电流对海底管道的干扰程度及防护措施

李 平

(中国石化管道储运有限公司，徐州 221008)

杭州湾海底原油管道是我国东部石油进口、转运的重要设施，保障了我国沿海、沿江多处炼厂的原油供应[1-2]。海洋环境的腐蚀条件苛刻，海底管道长期处在该环境中有较为严重的腐蚀倾向[3]。随着沿海经济带的快速发展，对能源的需求也与日俱增，海上风力发电作为一种新兴的清洁能源已成为重要选择[5-6]。风力发电产生的电能通过海缆由海上升压平台输送至陆地计量站后，再进行陆上输送。由于海岸港口的路由布局有限，使得电缆的敷设路径与近海管线难免出现近间距长距离平行或交叉敷设，极易造成管线交流杂散电流的干扰腐蚀[7-9]。

前人针对高压输电系统埋地管线的杂散电流干扰腐蚀开展了大量的研究。1991年，加拿大安大略湖一条300 km长的高压天然气管道发生腐蚀泄漏[10]，该管道由镁阳极提供阴极保护(简称阴保)，管道电位为-1.45～-1.50 V(相对铜/饱和硫酸铜参比电极，CSE),检测发现，管道泄漏处的交流干扰电压达28 V。1994年，在对多伦多一条输油管道进行内检测时发现，管道存在严重点蚀，该管道由外加电流提供阴保，管道电位为-1.27 V。经调查，该管道与电力线平行，其上的交流干扰电压为15 V。1995年，Union Gas公司在对其管道进行超声波外检测时发现了管道腐蚀，该管道由外加电流提供阴保，保护电位为-1.05 V。经检测，管道上的交流干扰电压最高可达33 V，交流电流密度可达84 A/m2。近年来，欧洲、美国俄勒冈州、纽约奥斯威戈以及德克萨斯州[11-14]均报道了交流干扰腐蚀引起管道泄漏的案例。可见交流干扰腐蚀一直是石油输送领域研究的热点，但交流干扰腐蚀的影响因素复杂多变，所以埋地管道的交流干扰腐蚀机理至今仍存在较大的争议。国内外学者针对交流干扰与阴极保护相互作用下的腐蚀机理进行了大量研究，主要提出了碱化机理、自循环机理、电位震荡机理、膜层演变机理和膜层破坏机理等假说[15-19]。

随着阴极保护条件下交流干扰腐蚀机理研究的不断深入，大量学者对交流杂散电流干扰下埋地管线的状态评估达成了初步共识，即采用交流电流密度(Jac)和直流电流密度(Jdc)之比作为评价交流干扰腐蚀的指标。英国标准BS EN 15280-2013及BS ISO 18086-2019标准中给出了交直流电流密度比判断交流干扰的标准：Jac/Jdc小于5时，交流干扰腐蚀发生的可能性低；Jac/Jdc为5～10时，存在发生交流干扰腐蚀的可能性，需要结合极化特性、防腐蚀层缺陷面积和土壤电阻率等与阴保相关的评判参数作进一步调查；Jac/Jdc大于10时，交流干扰腐蚀发生的可能性很大，通常需要采取缓解措施。

由于近海管线大多敷设在水中，阴保形式为牺牲阳极，很难准确检测出各位置的交/直流电流密度，无法判断管线的状态(受保护程度)。目前关于临海及浅海海底管线交流干扰后的受保护程度尚属空白。本工作采用数值模拟的方法计算区域内电场和磁场的分布情况，精确计算受交流干扰的海底管线的交流电流密度，分析管道的受干扰程度，同时借助数值模拟方法优化缓解措施。

1 管线及海缆的位置关系

利用数值模拟技术计算嘉兴1号、嘉兴2号和塖泗2号海缆输电系统对A线、B线及C线原油管道的影响，并根据相关标准进行评估。

原油管A线、B线的敷设路径由岚山输油站至杭州湾南岸入海点，之后从海底穿越杭州湾至平湖白沙湾新海堤，登陆后至白沙湾站；C线由镇海炼化至杭州湾南岸入海点，之后从海底穿越杭州湾至平湖白沙湾新海堤，登陆后至白沙湾站。管线走向均为自南向北，分布为自西向东。

模拟计算的拟建海缆分别为浙能嘉兴1号、华能嘉兴2号和浙能塖泗2号。该输电海缆与中石化进口原油A线、B线以及C线保持长距离小间距并行，并在登陆岸上存在一处交叉，拟建风电计量站与管线间距仅十余米。

浙能嘉兴1号、华能嘉兴2号和浙能塖泗2号海上风电工程三条海缆线路与已建三条原油管线海底部分均呈长距离并行状态，最小间距为A线与海缆的间距。拟建的嘉兴1号与原油管线的并行长度约为21.5 km，并行间距为80～600 m。嘉兴2号与原油管线的并行长度约为11 km，并行间距为88～650 m。塖泗2号与原油管线的并行长度约为13 km，并行间距为96～730 m。三条海缆在岸上的部分与三条原油管线均存在一处交叉，交叉处的三条管线埋深5～6 m，海缆埋深1.5 m。陆上计量站与三条管线间距较小，其中与C线间距最小，约为7 m。

如图1所示，海缆与原油管线海底部分的最小间距约为80 m，该位置距离海岸线管道里程约为500 m。

图1 海缆与原油管线海底部分最小间距设计图纸Fig. 1 Design drawing of minimum distance between submarine cable and the subsea part of the crude oil pipeline

2 管线及海缆相关参数

三条海缆输电线路中,浙能嘉兴1号线位于西侧位置，华能嘉兴2号线位于中间位置，浙能塖泗2号线位于东侧位置。其中海底部分海缆埋设于海泥下方，埋深不少于3 m，陆地部分埋深不少于1.5 m，埋设方式为直接埋设。三条原油管道均采用X60钢，相对电阻率为12.06，管道埋深均为海床以下2 m，管道沿线穿越杭州湾，且与站场阀室无跨接及连接。目前三条管道均采用铝合金牺牲阳极配合环氧树脂粉末防腐蚀层进行保护，牺牲阳极单支长度约0.7 m，其中C线牺牲阳极布置间距为102 m/支，A线及B线牺牲阳极布置间距为60 m/支。管道涂层为熔结环氧树脂(FBE)，厚度不小于660 μm，环氧树脂管线的面电阻率为50 000 Ω·m2。其他参数如表1所示。

表1 管线参数Tab. 1 Pipeline parameters

由于牺牲阳极的存在，管线面电阻率将发生变化，为了使计算结果更加准确，因此综合牺牲阳极接地电阻与环氧树脂涂层接地电阻，重新定义涂层面电阻率。综合涂层管线接地电阻计算公式见式(1)：

R综合=R裸管+[(R涂层管线-R裸管)·R阳极]/

(R涂层管线-R裸管+R阳极)

(1)

式中：R综合为安装牺牲阳极后管线的涂层接地电阻；R裸管为裸管的接地电阻；R阳极为牺牲阳极的接地电阻；R涂层管线为环氧涂层管线接地电阻。

根据上述计算方法，假设A线与B线长度为60 m，C线长度为102 m，利用模拟软件的MALZ模块计算得到A线、B线及C线的裸管接地电阻分别为0.026 8,0.026 6,0.028 0 Ω，单支牺牲阳极的接地电阻分别为0.271,0.561,0.503 Ω，根据式(2)计算环氧树脂涂层管线的接地电阻分别为377.48,352.21,575.5 Ω。

R=涂层表面电阻率/S

(2)

式中：R为涂层管线接地电阻；S为管线面积。

利用上述公式计算得到A线、B线及C线的综合涂层管线接地电阻为0.298,0.287,0.531 Ω，综合涂层管线面电阻率分别为39.88,41.28,46.43 Ω·m2。

海缆工程在海上风电站及陆上计量站均设置有接地。其中陆上接地为计量站内接地网，采用埋深0.8 m、截面积为120 mm2的铜绞线进行布置，并在站场周围铜绞线交叉位置设置长2.5 m、直径14.2 mm的垂直接地。海上升压平台接地为升压站基础结构，接地电阻为0.05 Ω。

三条输电工程海缆均为双回管式海缆结构，如图2所示。海缆结构由内至外分别为：阻水导体(缆芯)、绝缘屏蔽层、金属护套层、塑料内衬层、铠装以及外被层，三条海缆的设计参数如表2所示。浙能嘉兴1号海缆正常运行输送电流为490 A，短路故障电流为10.12 kA；华能嘉兴2号海缆正常运行输送电流为490 A，短路故障电流为9.638 kA；浙能塖泗2号海缆正常运行输送电流为530 A，短路故障电流为9.6 kA。

图2 海缆结构示意图Fig. 2 Schematic diagram of submarine cable structure

表2 海缆参数Tab. 2 Parameters of submarine cable

3 管道干扰评价

3.1 管道评价指标

3.1.1 稳态评价指标

稳态交流干扰主要有两大危害:当管道交流电流密度较高时，可能造成管线发生交流干扰腐蚀，长时间下电流流出位置将发生腐蚀穿孔，造成泄漏，甚至引发爆炸；当管道交流电压较高时，相关人员触碰到管线裸露金属处会发生触电，威胁人身安全。

针对管线腐蚀安全，GB/T 50698-2011《埋地钢质管道交流干扰防护技术标准》规定管线交流干扰程度可按表3的规定判定。当交流干扰程度判定为“强”时，应采取交流干扰防护措施；判定为“中”时，宜采取交流干扰防护措施；判定为“弱””时，可不采取交流干扰防护措施。交流电流密度可按式(3)计算：

(3)

式中：JAC为评估的交流电流密度(A/m2)；V为交流干扰电压有效值的平均值(V)；ρ为土壤电阻率(Ω·m)；d为破损点直径(m)。本工作中，ρ应取交流干扰电压测试时，测试点处与管道埋深相同土壤的电阻率实测值；d按发生交流腐蚀最严重考虑，取0.011 3 m。

NACE SP0177-2014/2007标准中规定高压交流输电线路对管道产生的交流干扰电压应小于15 V，以保证相关工作人员的人身安全。

表3 交流干扰程度判断指标Tab. 3 Judgment index of AC interference degree A·m-2

GB/T 13870.1-2008《电流对人和家畜的效应》中指出频率为15～100 Hz的交流电流小于等于0.5 mA情况下，人体在接通、断开或快速变化电流的流通时，可能有轻微的刺痛感。在盐水润湿时，50 Hz/60 Hz交流电流下路径为左手到右手的人体总阻抗随着接触电压的增大而逐渐减小，当电压达到1 000 V时，电阻最小为575 Ω，计算得出人体安全电压为0.287 5 V。

综上所述，海底管线及陆地管线适用的腐蚀评价指标一致，人体安全评价指标不同，得到稳态运行情况下交流干扰的评价指标如表4所示。

表4 海缆稳态运行干扰评价指标Tab. 4 Interference evaluation indexes of submarine cable steady-state operation

3.1.2 故障评价指标

故障情况下管道的风险主要是人身安全及管道涂层安全。根据GB/T 50065 2011《交流电气装置的接地设计规范》标准规定，工作人员在发生故障时的人体安全电压应满足式(4)要求。取土壤电阻率(ρ)为1.5 Ω·m，输电系统短路故障时间(t)为0.05 s，C为表层衰减系数，表层海水深度为10 m时,C取1。因此可得故障时允许的人身安全电压为779 V。

(4)

另外，DL/T 5033-2006《输电线路对电信线路危险和干扰影响防护设计规程》标准规定，交流输电系统故障时间与允许电压关系如表5所示，可得海缆故障时允许的人身安全电压为2 000 V。

此外，在故障情况下，由于大电流的作用，管道上会产生很高的交流电压，严重时会形成地下电弧损害管道涂层和管道基体。DAWALIBI等[20]通过研究认为当管道涂层的绝缘强度较低且故障电流的频率较高时，2 500 V的干扰电压足以破坏管道涂层。SOUTHEY等[21]则认为沥青涂层、PE和FBE涂层的安全耐受电压范围分别为1 000～2 000 V、3 000～5 000 V，与 NACE SP0177标准中的规定一致，因此得出环氧树脂涂层的耐受电压为3 000 V。

表5 人身安全允许电压规定Tab. 5 Personal safety allowable voltage regulations

综上所述，故障态运行情况下交流干扰的评价指标如下：

(1) 人身安全评价指标：接触电压小于779 V；

(2) 涂层安全评价指标：涂层耐受电压小于3 000 V;

(3) 腐蚀安全评价指标：平均电流密度小于30 A/m2。

3.2 海缆稳态运行干扰预测

在海缆运行中，A、B、C三相电流存在不平衡度。海缆运行不平衡度设计值为2%，瞬间最高峰值不超过4%。在模拟计算中，首先计算了三相电流不平衡度的影响，通过规律性计算发现B相不平衡度对管道的干扰最严重。在后续计算中利用B相不平衡度为1.39%、2%及4%的三个干扰预测模型计算得到稳态时C线电压的分布如图3和图4所示。其中陆地部分管线电压分布规律主要受计量站接地影响，自陆地绝缘接头至计量站接地附近，管道干扰电压先基本不变，随后逐渐减小，在计量站接地垂直区间内的干扰电压表现为先增大后减小，并在该区间达到最大值，之后至海岸线的干扰电压整体较低且变化较小。由于牺牲阳极的存在海底部分管线整体干扰电压较小且变化较小。

(a) 1.39% (b) 2% (c) 4%图3 不同不平衡度的干扰预测模型下C线的电压分布云图Fig. 3 Cloud diagram of voltage distribution on line C under interference prediction models of different unbalance degrees：(a) 1.39%； (b) 2%； (c) 4%

图4 不同干扰预测模型下C线的电压分布Fig. 4 Voltage distribution of line C under different interference prediction models

由表6可见,当不平衡度为4%时，C线陆地部分最大干扰电压为0.124 V，海底部分最大干扰电压为0.010 6 V；当不平衡度为2%时，C线陆地部分最大干扰电压为0.065 34 V，海底部分最大干扰电压为0.008 18 V；当不平衡度为1.39%时，C线陆地部分最大干扰电压为0.047 3 V，海底部分最大干扰电压为0.007 46 V。根据GB/T 50698-2011《埋地钢质管道交流干扰防护技术标准》计算得出，当不平衡度为4%时，C线陆地部分最大干扰电流密度为18.629 A/m2，海底部分最大干扰电流密度为7.962 A/m2；当不平衡度为2%时，C线陆地部分最大干扰电流密度为9.816 A/m2，海底部分最大干扰电流密度为6.148 A/m2；当不平衡度为1.39%时，C线陆地部分最大干扰电流密度为7.106 A/m2，海底部分最大干扰电流密度为5.604 A/m2。

表6 C线稳态干扰计算结果Tab. 6 Calculation results of steady state interference of line C

利用B相不平衡度1.39%、2%及4%的三个干扰预测模型对B线和A线的稳态交流干扰电压和交流电流密度进行计算，得到B线与A线的电压分布规律与C线的类似。计算结果见表7和表8。

表7 B线稳态干扰计算结果Tab. 7 Calculation results of steady state interference of line B

表8 A线稳态干扰计算结果Tab. 8 Calculation results of steady state interference of line A

3.3 海缆故障运行干扰预测

海缆因某些特定原因造成故障，其故障电流一般较大，本工作涉及嘉兴1号海缆的故障电流为10.12 kA，嘉兴2号海缆的故障电流为9.638 kA，塖泗2号海缆的故障电流为9.6 kA，故障电流均较大。当发生短路故障接地时,局部地区电场会发生较大变化，可能造成管道接触电压超出安全限值,从而威胁人身安全,以及涂层耐受电压超出击穿限值,从而损坏防腐蚀层。

由于海缆对原油管线的交流干扰为阻性耦合与感性耦合的叠加效果，因此故障状态的干扰电压应由故障位置(主要考虑阻性耦合)以及管线与海缆并行情况(主要考虑感性耦合)共同决定。根据管线与海缆(交叉点、靠近点、远离点)、海缆升压站以及计量站的位置共选择9处进行故障干扰计算，故障点分布和故障电流如图5和表9所示。1～4号故障点范围内的3条海缆路由基本一致，其中嘉兴1号与三条管线间距最近，且其海缆故障电流最大，因此该范围内故障海缆选择嘉兴1号线;5～6号故障点范围内仅有嘉兴1号海缆，因此该范围的故障线路选择嘉兴1号线；7号故障点为嘉兴二号升压站，因此该范围的故障线路选择嘉兴2号线；8～9号故障点范围内仅有塖泗2号线，因此该范围的故障线路选择塖泗2号。

图5 故障点分布Fig. 5 Distribution of fault points

表9 故障位置说明Tab. 9 Description of fault locations

1号故障点计算考虑两种情况：(1) 电缆开路下三相缆芯发生短接后与站内接地连接排流；(2) 电缆开路下三相缆芯直接接地。2号故障点计算共考虑六种情况：(1) C线与嘉兴1号海缆交叉点发生故障时缆芯直接接地；(2) C线与嘉兴1号海缆交叉点发生故障时缆芯通过计量站接地；(3) B线与嘉兴1号海缆交叉点发生故障时缆芯直接接地；(4) B线与嘉兴1号海缆交叉点发生故障时缆芯通过计量站接地；(5) A线与嘉兴1号海缆交叉点发生故障时缆芯直接接地；(6) A线与嘉兴1号海缆交叉点发生故障时缆芯通过计量站接地。

根据上述分析过程分别计算1～9号位置发生故障时C线管道沿线接触电压。由图6和图7可知，当海缆与C线交叉点位置发生短接故障缆芯接地时，C线最大接触电压较大，其余故障情况下管线接触电压均较小。

图6 故障时C线接触电压分布Fig. 6 Contact voltages distribution on line C under fault condition

图7 C线接触电压分布云图Fig. 7 Cloud diagram of contact voltages distribution of line C

图8 不同故障情况下C线接触电压峰值Fig. 8 Peak contact voltages on line C under different fault conditions

图9 故障时C线涂层耐受电压分布Fig. 9 Coating withstand voltages distribution on line C under fault condition

图10 C线涂层耐受电压分布云图Fig. 10 Cloud diagram of coating withstand voltages on line C

筛选上述不同位置故障时管道接触电压的最大值。由图8可知，自计量站至海上升压站，接触电压先增大，当故障发生在海缆与C线交叉点时，接触电压达到最大值(1 633.51 V)，随后逐渐减小。这是由于发生短接故障时，海缆缆芯直接接地，此时接地点附近电场发生较大变化，因此故障位置与管线距离越近接触电压越高。

同时计算1～9号位置发生故障时C线管道沿线涂层耐受电压。由图9和图10可知，当海缆与C线交叉点处发生短接故障缆芯接地时，C线出现较大的涂层耐受电压峰值，其余故障情况下，管线涂层耐受电压均较小,如图10所示。

如图11所示，筛选上述不同位置故障时管道涂层耐受电压峰值。自计量站至海上升压站，涂层耐受电压峰值先增大，当故障位置在海缆与C线交叉点时，涂层耐受电压峰值达到最大值(1 627.65 V)，

图11 不同故障情况下C线涂层耐受电压峰值Fig. 11 Peak coating withstand voltages on line C under different fault conditions

随后逐渐减小。这是由于发生短接故障时，海缆缆芯直接接地，此时接地点附近电场发生较大变化，因此故障点位置与管线距离越近,涂层耐受电压越高。

如表10所示，当故障点为C线与海缆的交叉点时，C线接触电压峰值最大达到(1 633.51 V)。管线涂层耐受电压分布规律与接触电压一致，同样在C线与海缆的交叉点处达到最大值(1 627.65 V)。根据GB/T 50698-2011《埋地钢质管道交流干扰防护技术标准》以及故障时间0.05 s，计算当天不同位置发生故障时管道沿线的平均交流电流密度，同样在C线与海缆的交叉点故障时出现最大值(1.42 A/m2)。使用相同的计算方法，对B线和A线的故障干扰情况进了模拟计算，计算结果如表11和表12所示。

表10 C线故障干扰计算结果Tab. 10 Calculation results of fault interference of line C

表11 B线故障干扰计算结果Tab. 11 Calculation results of fault interference of line B

表12 A线故障干扰计算结果Tab. 12 Calculation results of fault interference of line A

表13 锌带敷设位置及长度Tab. 13 Zinc tape laying position and length

4 管道的防护设计

上述计算结果显示，海缆线路稳态运行时管线干扰电压及电流密度均满足评价指标要求，无需进行缓解设计；故障状态下三条管线的最大接触电压均超出779 V的人身安全电压限值。为了保障管道沿线的人员安全，故障时管道接触电压缓解目标设为779 V。

根据三条管线故障干扰预测结果，接触电压峰值均在海缆与管线交叉的位置，因此在该处敷设锌带，锌带敷设位置及长度如表13所示。

根据上述缓解措施绘制缓解计算模型，得到敷设100 m锌带后C线管道沿线交流电压分布如图12和图13所示，故障状态下接触电压最大值由1 633.51 V降低至613.03 V，满足779 V人身安全电压限值要求。

图13 敷设100 m锌带前后C线接触电压对比Fig. 13 Comparison of contanct voltages on line C before and after laying 100 m zinc tape

根据上述缓解措施绘制缓解计算模型，得到B线在敷设100 m锌带后管道沿线的交流电压分布如图14和图15所示，故障状态下B线接触电压最大值由1 588.34 V降低至769.78 V，满足779 V人身安全电压限值要求。

图14 敷设100 m锌带后B线接触电压分布云图Fig. 14 Cloud diagrom of contact voltages distribution on line B after laying 100 m zinc tape

图15 敷设100 m锌带前后B线接触电压对比Fig. 15 Comparison of contanct voltages on line B before and after laying 100 m zinc tape

根据上述缓解措施绘制缓解计算模型，得到A线敷设100 m锌带后管道沿线交流电压分布如图16和图17所示，故障状态下A线接触电压最大值由1 630.27 V降低至791.12 V，超出779 V人身安全电压限值要求，需要进一步缓解设计。

图16 敷设100 m锌带后A线接触电压分布云图Fig. 16 Cloud diagrom of contact voltages distribution on line A after laying 100 m zinc tape

图17 敷设100 m锌带前后A线接触电压对比Fig. 17 Comparison of contanct voltages on line A before and after laying 100 m zinc tape

上述计算结果显示，在A线与海缆交叉处敷设100 m锌带后缓解效果无法达到目标限值要求，因此调整锌带敷设长度为150 m。绘制缓解计算模型，得到A线敷设150 m锌带后管道沿线的交流电压分布如图18和图19所示，故障状态下A线接触电压最大值由1 630.27 V降低至650.47 V，满足779 V人身安全电压限值要求。

图18 敷设150 m锌带后A线接触电压分布云图Fig. 18 Cloud diagrom of contact voltages distribution on line A after laying 150 m zinc tape

图19 敷设150 m锌带前后A线接触电压对比Fig. 19 Comparison of contanct voltages on line A before and after laying 150 m zinc tape

根据上述过程针对锌带缓解措施进行了计算，可得不同缓解措施的缓解效果如表14所示，C线及B线海缆与管线交叉处敷设锌带100 m，A线与海缆交叉处敷设锌带150 m可达到缓解目标。

表14 防护效果Tab. 14 Protection effect

5 结论

(1) 海缆与海底管道并行时，管道受到交流干扰。为评价管道交流干扰的严重程度，确定如下的评价指标：稳态运行情况下陆地部分交流干扰电压小于15 V，交流干扰电流密度小于30 A/m2,海底部分交流干扰电压小于0.287 5 V，交流干扰电流密度小于30 A/m2；故障运行情况下接触电压小于779 V,涂层耐受电压小于3 000 V。

(2) 基于海缆运行电流不平衡度1.39%、2%及4%分别计算管道受干扰情况，结果表明海底与陆地管线交流电压和电流密度均满足评价指标要求，无需缓解设计。

(3) 针对海缆故障运行时三条管线接触电压、涂层耐受电压及交流干扰电流密度进行评价，C线涂层耐受电压最大值为1 627.646 V,B线涂层耐受电压最大值为1 598.275 V,A线涂层耐受电压最大值为1 624.082 V,均未超出3 000 V的涂层耐受电压限值要求；C线接触电压最大值为1 633.508 V,B线接触电压最大值为1 588.34 V,A线接触电压最大值为1 630.268 V，均超出779 V的人身安全电压限值要求，因此需要进行缓解方案设计；C线平均交流电流密度最大值为1.42 A/m2,B线平均交流电流密度最大值为1.38 A/m2,A线交流电流密度平均值最大值为1.42 A/m2，均未超出30 A/m2的限值要求。

(4) 基于以上分析结果，对缓解措施进行了优化设计。在C线、B线及A线的登陆段分别敷设100 m、100 m及150 m的水平锌带，可以缓解管道故障接触电压,满足779 V人身安全电压限值要求。