随着中国经济的蓬勃发展，能源和交通运输行业得到了快速的发展，越来越多的油气管道和城市轨道交通建成并投入使用。截至2016年底，我国境内在役油气管道总里程累计约12.6万公里;而截止到2016年，我国已有27个城市开通地铁，投运长度达3000公里，据估计到2020年，全国地铁运行总里程将达到6000 km。

城市轨道交通运输系统，如地铁或轻轨，一般采用直流牵引，走行轨回流，轨道不可能完全对地绝缘，不可避免会有电流从走行轨泄入大地，形成杂散电流，对周边埋地油气管道等金属构件造成干扰。杂散电流的大小和分布与变电所的位置、馈电区段、负荷分担状态、负荷电流、回归线电阻以及钢轨对地过渡电阻等因素有关，土壤电导率对其也有较大的影响，随着列车不断运行，杂散电流的分布随时间而变化。因此，动态的波动特征成为轨道交通对油气管道干扰的典型特征。随着我国城市轨道交通运输及油气管道事业的发展，埋地管道动态直流杂散电流干扰问题日益严重。由地铁动态杂散电流导致腐蚀的案例在国内外也有较多报道：北京地铁第一期工程投入运营数年后，其主体结构钢筋发生严重腐蚀，隧道内水管腐蚀穿孔，仅东段部分区段更换穿孔水管54处[4];天津地铁也存在着水管被杂散电流腐蚀蚀穿的情况。上海密集的地铁对沿线埋地油气管道产生了严重的杂散电流干扰，地铁2#线世纪大道沿线地下的DN300燃气钢管在2008年之前已发生近10次腐蚀泄漏事故，造成了很大的经济损失和社会负面影响。上海天然气主干网在2011年7月进行防腐层检测修复过程中，发现管道遭到严重杂散电流腐蚀现象，最大缺陷深度5.1 mm,金属损失为壁厚的53.7%。广州燃气公司统计了每年中压管网的腐蚀抢修量，1999年地铁开通后，中压管网的腐蚀抢修量激增，且一直处于高发状态。香港地铁曾因泄漏杂散电流而引起煤气管道腐蚀穿孔，造成煤气泄漏事故。在国外，如美国、加拿大和俄罗斯等国也存在地铁杂散电流腐蚀的问题。Zakowski等报道了Krakow市一条DN300输水管道发生动态直流杂散电流干扰腐蚀的案例，管道由于机械划伤造成的4 cm宽，几十厘米长的露管，其上布满了不同直径的圆形腐蚀坑，管道剩余壁厚仅50%,该条管道与有轨电车和铁路均有并行交叉，通过同步监测管地电位和管轨电位，该处异常腐蚀被确认为是动态直流杂散电流干扰引起的腐蚀，开挖坑位置测得的电位明显偏正，为杂散电流的集中流出区域。动态直流杂散电流干扰不仅可能会使埋地管道发生腐蚀，此外动态直流杂散电流还会干扰阴极保护系统的正常运行，使牺牲阳极系统发生极性逆转，降低牺牲阳极的电流效率，致使管道得不到有效的防腐保护，威胁管道安全运营。但由于城市轨道交通杂散电流的动态波动特征，为其有效测试、评估和防护带来较大的困难，目前国内外对于动态直流干扰下的腐蚀机制尚没有清晰的认识，同时适用于动态直流干扰的有效评判与防护标准也有待进一步完善。

随着越来越多的轨道交通和管道的建成并投入使用，开展动态直流杂散电流对埋地金属管道干扰的研究，这对于管道的安全运行具有重要的借鉴和指导意义。国内外的研究人员对动态杂散电流干扰也做了较多工作，但大多数仅仅局限于杂散电流产生原因、危害以及检测和防护方法的基本介绍，在动态杂散电流干扰腐蚀规律以及机理等方面缺乏深入的研究。本文介绍了当前动态直流杂散电流干扰的腐蚀规律、机理研究以及腐蚀评判标准方面的研究现状，并对动态直流杂散电流干扰腐蚀的研究方向进行了展望。

1 动态直流杂散电流干扰腐蚀规律研究

1.1 腐蚀规律研究

轨道交通对金属管道造成的动态直流干扰，与稳态直流电流干扰不完全相同。由于列车本身处于不断运行的状态，多辆列车在铁轨沿线各站间启动、运行和制停，加上杂散电流受环境因素影响很大，因此地铁动态杂散电流的重要特点之一是其处于剧烈的动态波动状态。

针对杂散电流干扰腐蚀规律的研究，大部分研究者实验设计采用的是恒流输出模式，只考虑了单一方向电流 （流入或流出） 的影响。

曹阿林等设计模拟实验台，采用埋地金属管线为实验对象，研究土壤电阻率、金属管线埋地深度和水平净距、金属管线涂层破损率和对地电位等因素与杂散电流密度的关系，结果表明，在外加电流相同情况下， 埋地金属管道中杂散电流随着土壤电阻率、埋地深度、与电阻丝水平净距的增大而减小，随着管道涂层破损率的增大而增大。

高书君等采用自行设计的杂散电流模拟装置，测试了距离杂散电流源不同距离的纯锌、纯铜和锌/铜耦接结构在陕北土壤模拟溶液中的电位和腐蚀电流，并结合电化学阻抗谱对接地材料腐蚀行为进行分析，研究发现接地材料纯锌表面存在明显的由阴极区向阳极区的过渡，阳极区的试样腐蚀严重；纯铜表面发生电化学反应的阻抗明显高于纯锌，在存在杂散电流的介质中具有更好的耐蚀性；锌作为牺牲阳极与纯铜接地材料耦接后，会使纯铜表面电位整体负移，原来位于杂散电流流出区域的纯铜也进入阴极区受到保护。

王燕等研究了不同杂散电流作用下涂层破损率对Q235、16Mn和X70钢腐蚀的影响，发现随着杂散电流增大和涂层破损率减小，腐蚀速率和腐蚀坑深度均相应增大，同时利用了分形维数来定量表征杂散电流腐蚀形貌，反映的腐蚀规律与实测腐蚀速率吻合，分形维数可以对杂散电流腐蚀形貌进行定量表征。

王力伟等研究了杂散电流密度、土壤电导率和土壤酸碱度对Q235管线钢的腐蚀影响，并重点研究了腐蚀形貌的分形特征及腐蚀速率与分形维数的相互关系，结果表明Q235管线钢杂散电流腐蚀形貌具有分形特征，分形维数与腐蚀速率成近似指数关系，利用分形维数可对Q235管线钢腐蚀程度作出定量评价；杂散电流密度对分形维数和腐蚀速率影响最大，分形维数随着杂散电流密度增加呈指数增大，随着土壤电导率增大和pH降低呈现出微小增加趋势。

Qian等研究了X52管线钢分别在电流流出区 （阳极） 和电流流入区 （阴极） 不同电流密度下电位和pH的变化，表明杂散电流在阳极区对管道加速腐蚀的影响 （电位正向偏移，pH值变小），以及在阴极区提供阴极保护的作用 （电位负向偏移，pH值增大）。

Xu等搭建了地铁杂散电流干扰模拟试验装置，测试了不同干扰参数下，如电极间距 （模拟地铁牵引站不同间距）、并行长度和埋设深度、土壤电阻率、电源电压，钢筋和管道的极化电位的变化，获得不同干扰参数和腐蚀严重程度的关系非线性曲线。

也有部分研究者考虑了地铁杂散电流干扰的动态特征，分别利用正向脉冲或低频正旋波干扰进行了实验设计。

王新华等通过在实验室搭建动态杂散电流加速腐蚀实验平台，采用信号发生器和功率放大器模拟地铁杂散电流，对不同脉冲电压干扰下管道涂层破损处电流和管地电位变化规律进行了研究，同时研究了不同干扰参数对金属腐蚀速率的影响，试验结果表明，动态杂散电流越大，管地电位波动范围越大；土壤酸碱度与杂散电流变化频率对管体腐蚀速率影响较小，杂散电流密度对管体腐蚀速率的影响最大，土壤电导率次之；同时发现在外部环境因素稳定的情况下，由于管体腐蚀表面附着的腐蚀产物形成钝化层，杂散电流呈现缓慢下降的趋势，缓减了管体腐蚀态势。

张玉星等根据实际中地铁杂散电流干扰特点设计了模拟实验装置，对不同脉冲电压干扰下金属腐蚀速率进行了研究，同时考虑了一定周期下杂散电流作用时间对腐蚀的影响，结果表明干扰电压越大，腐蚀速率越大；每周期干扰持续时间越长，腐蚀失重越大；同时短干扰时间大电流密度的腐蚀失重比长干扰时间小电流密度的腐蚀失重小，表明实际中的地铁杂散电流如果仅用电位波动范围来判定腐蚀的严重程度是远远不够的，还与地铁运行快慢， 流入地下的杂散电流大小以及频率有关。

Huo等研究了低碳钢在不同环境介质中一定阴保条件 （-0.85 VCSE） 下施加1 min周期正旋波电位波动 （±250 mV） 的腐蚀影响，在近中性的溶液环境中电流波动范围约±10 mA,试样表面发生的是均匀腐蚀 （约1 mm/a）；在控制pH值的溶液环境中，利用阴离子交换膜隔开工作电极和对电极，使得碳钢试样表面的pH值稳定在9~10,电流波动范围约-3~1 mA,试样平均腐蚀速率约0.07 mm/a,同时扫描电镜显示试样边缘存在部分点蚀状坑深约34 μm;砂加NaCl溶液环境中电流波动范围约-5.5~0.1 mA,试样腐蚀速率进一步降低，酸洗后的试样在扫描电镜下发现部分点蚀状坑深约29 μm。

以上介绍的动态直流干扰腐蚀规律研究主要是在实验室开展的工作，涉及现场中地铁杂散电流对于埋地金属管道腐蚀速率评估的资料也相对较少，大多数侧重于地铁杂散电流干扰对埋地管道电位的影响，同时缺乏根据杂散电流干扰参数对管道实际腐蚀量进行评估的实际案例积累。根据国家标准SY/T0029-2012《埋地钢制检查片应用技术规范》,采用钢制检查片法是评判金属管道实际腐蚀量的有效方法。

许述剑等采用检查片法对受杂散干扰的马鞍山、芜湖附近管道进行了腐蚀性检测，根据阴保检查片 （与管道相连） 和自然腐蚀检查片的腐蚀失重来计算保护度，发现虽然管道通电电位波动-3~0 VCSE,大多数试验点的保护度达到85%以上，只有3处试验点的腐蚀速率高于0.064 mm/a。

李明哲[21]采用埋片法研究了某天然气埋地管道干线各埋设点保护度和腐蚀速率的差异，阴保检查片的平均腐蚀速率为0.004 mm/a,自然腐蚀检查片的平均腐蚀速率为0.059 mm/a,保护度92.39%。

Simon[22]通过埋设检查片研究了轻轨开通前后对埋地管道的影响，测试了检查片的流入、流出电流密度，根据法拉第定律计算流出电流密度对应的腐蚀速率来分析管道腐蚀风险，并适时调整阴保站整流器的输出，使得检查片均为受到保护状态。

Allahkaram等[23]对受到动态杂散电流干扰的天然气管道选择了干扰严重点进行腐蚀检查片的埋设，同步进行试片电流密度和通电电位的测量，根据法拉第定律利用所测量的试片流出电流和时间百分比进行腐蚀速率的计算，并与失重法获得的实际腐蚀速率进行对比，发现实际腐蚀速率仅为计算腐蚀速率的27%。

戴舒等[24]在深圳供水管道上开展了杂散电流测试和现场腐蚀试验，通过分析腐蚀检查片的干扰数据和腐蚀速率之间的关系，提出了基于管道电位偏移、流出电流密度以及时间指标的动态直流杂散电流干扰腐蚀风险评判方法。

综上，关于地铁动态杂散电流腐蚀规律的基础性研究仍有待进一步加强，动态直流杂散电流会对腐蚀速率造成怎样的影响，能否根据阳极电流的累计按照法拉第电流定律计算获得腐蚀速率以及如何根据动态干扰参数来评估实际的腐蚀速率，这些问题都有待深入研究。

1.2 腐蚀机理研究

国内外对于动态直流杂散电流干扰的腐蚀机理研究较少，大部分采用稳态杂散电流的腐蚀机理来解释流出电流的阳极腐蚀影响，而交替流入的负向电流对阳极腐蚀过程的影响如何则很少涉及。

谭建红等采用动电位扫描和恒电流极化法模拟杂散电流，研究了其对土壤环境中不同钢材 （A3、16Mn和X70钢） 的电解腐蚀行为，表征了其腐蚀产物及其表面钝化膜的形貌，实验土壤的pH值为6.8,电阻率为20 Ωm,研究结果表明在恒电流阳极极化反应初期钢发生阳极溶解过程，待反应达到一定程度后，金属电极表面生成钝化膜，阳极极化电压发生突跃，钝化膜的生成与溶解交替过程造成阳极极化电压的振荡；但实验过程中恒电流阳极极化电压发生突跃的时间大于25 h （阳极电流密度1 mA/cm2） 和10 h （阳极电流密度2 mA/cm2），这显然并不符合动态杂散电流快速波动的周期变化。

Huo等设计了多试片组成的矩阵式线束电极系统，线束电极在一定的阴保水平极化24 h后恒定施加不同的阳极电位偏移量，通过监测每一小试片的电流来探测埋地钢管表面在遭受瞬态阳极效应时局部点蚀的动态孕育和发展，研究表明临界点蚀时间受环境因素和阳极瞬时偏移量有关，原因与阳极阶跃过程中钝化膜的破裂有关。

Bertolini等采用外加低电压直流电模拟杂散电流，研究了混凝土钢筋在杂散电流干扰下的腐蚀行为，重点分析了杂散电流腐蚀机理及其影响因素和临界腐蚀条件，表明只有杂散电流通过一定的时间后，在阳极区由杂散电流引起的腐蚀才会加强，这个时间 （腐蚀萌生时间） 主要取决于阳极的电流密度、氯化物的浓度和电流回路的通断；当混凝土中不含氯时，腐蚀萌生时间随着电流密度降低而迅速增加 （10 A/m2电流密度为10 d,1 A/m2电流密度为14个月）；同时氯离子对杂散电流对钢筋腐蚀有一定促进作用；当电流周期性通断时，腐蚀萌生时间也随之迅速增加。

由此可见，已有的研究表明动态干扰腐蚀过程随时间发生变化，环境因素、动态干扰电流密度及时间均对腐蚀过程有贡献，但目前对于动态干扰电化学反应过程及影响因素作用机制尚没有清晰的认识。

关于稳态杂散电流的腐蚀机理已经很成熟，电流从金属结构物流出进入电解质，该区域成为阳极区发生电解而腐蚀。而对于地铁杂散电流干扰，由于杂散电流的动态波动性，电流的方向和大小随机变化，在金属表面相同区域存在电流的流入和流出，即发生的金属界面阴、阳极极化的交替。地铁杂散电流正负交替周期、振幅的随机波动性导致了金属界面相同区域极化程度与极化时间累计的差异性。尽管在阴阳极交替极化下，金属的腐蚀并非完全可逆，但阴极电流可能在一定程度上影响阳极过程，进而影响腐蚀速率，因此仅根据阳极电流的累计进行法拉第电流定律推导腐蚀量显然是不科学的，从现场埋设腐蚀检查片的法拉第电流计算腐蚀速率和实际失重腐蚀速率之间存在差异也证实了这一点。虽然也可以借鉴交流干扰腐蚀机理的相关研究，但交流干扰与动态直流杂散电流干扰在频率范围方面具有较大的差异，同时国内外对于交流腐蚀机理的研究仍存在较大的争议。关于动态杂散电流干扰腐蚀机理方面，有待更多学者进行深入研究。

2 动态直流杂散电流干扰判断指标

目前，国内外均无专门针对轨道交通动态直流杂散电流干扰的判断指标，对于直流干扰的评判标准主要是针对稳态直流干扰的，涉及动态直流干扰的不多。

国家标准GB50991-2014中针对不同情况规定了直流杂散电流的干扰程度：（1） 管道工程处于设计阶段，当管道附近20 m范围内地电位梯度>0.5 mV/m时，确认存在直流干扰；当管道附近20 m范围内地电位梯度≥2.5 mV/m时，应进行管道敷设后可能受到的直流干扰影响评估，根据评估结果预设干扰防护措施。（2） 没有实施阴极保护的管道，当管地电位相对于自然电位正向或负向偏移>20 mV时，确认存在直流干扰；当任意点的管地电位较自然电位正向偏移≥100 mV时，应采取干扰防护措施。（3） 已投运阴极保护的管道，当干扰导致管道不满足最小保护电位要求时，应采取干扰防护措施。

澳大利亚标准AS2832.1-2015规定：记录足够长时间下的管道的阴极极化电位，按照埋地金属受杂散电流极化时间的长短分为短时间极化建筑物和长时间极化建筑物。对短时间极化、涂层性能良好的金属建筑物而言，电位正于保护准则的时间不应超过测试时间的5%;正于保护准则+50 mV （对钢铁构筑物电位为-800 mV） 的时间不应超过测试时间的2%;正于保护准则+100 mV （对钢铁构筑物电位为-750 mV） 的时间不应超过测试时间的1%;正于保护准则+850 mV （对钢铁构筑物电位为0 mV） 的时间不应超过测试时间的0.2%。对于长时间极化、涂层质量不好的埋地金属而言，规定其电位正于保护准则的时间不应超过测试时间的10%。

欧洲标准EN50162-2004针对结构物有无阴极保护进行规定：（1） 对无阴极保护结构，选择电位偏移为参考指标，考虑了土壤电阻率及IR降的影响，可接受的管地电位最大正向偏移值见表1;（2） 对有阴极保护结构，当干扰导致管道消除IR降电位超出保护电位范围之外时，干扰不可接受。同时建议可以采用电流探针测试法进行干扰可接受程度的评判。一般持续24 h测试探针的电流 （阴极保护电流和杂散电流的结果），并定义管道不受波动的杂散电流干扰的时候 （如晚上，Period A），测试管道阴极保护相应的探针电流为100% （基组值）。确定包含探针电流相对于基准值降幅最大的时间段 （即具有最正电位波动的时间段，Period B）。统计探针电流低于基准值不同百分比的累积持续时间，超过表2中相应的最大可接受程度则表明存在高腐蚀危险。

Zakowski等对轨道交通系统泄漏杂散电流的24 h变化规律进行了研究，在大量实验的基础上提出了以管地电位偏移基准电位概率为计算基准的不对称系数评价杂散电流影响的大小，其中基准电位 （无外电流极化时的腐蚀状态） 可以由管地电位和管轨电位之间的线性关系进行外推至管轨电位为零时获得，不对称系数β的计算见式 （1），根据不对称系数来评价直流杂散电流干扰的严重程度：当不对称系数<30%时，管道无干扰腐蚀风险；当不对称系数为30%~50%时，管道干扰腐蚀风险中等；当不对称系数>50%时，管道干扰腐蚀风险严重。进一步的，Freiman根据管地电位的偏移受到涂层缺陷大小、涂层厚度和土壤电阻率等到影响，根据简化模型并假定界面电流全部流经极化电阻，得出流经界面电流大小与管地电位偏移量的关系式，而流经界面的电流与腐蚀量有关，在可接受最大腐蚀速率一定的情况下，可以得出不同不对称系数情况下最大电位偏移量的限值。

式中，β为不对称系数，所测管地电位正向偏离基准电位的概率；TA为测试过程中管地电位正向偏移基准电位的时间，s;T为管地电位测试总时间，s;E为测试的管地电位，V;Es为基准电位，V; NEi>EsNEi>Es 为管地电位正向偏移基准电位的采样数；N为测试时间段内采样总数。

国内标准对于管道设计阶段和无阴极保护的管道提出分别采用土壤电位梯度和电位偏移对杂散电流干扰强度进行判定，但电位偏移评判指标比较适用于稳态直流杂散电流的干扰情况，对于动态直流电流干扰，没有考虑到地铁杂散电流的动态波动性，以及管道自然电位在杂散电流干扰情况下难以准确测量；对于实施阴极保护的管道，提出了管道极化电位是否满足阴极保护标准来评判，而在动态直流杂散电流干扰情况下，管道极化电位一般利用试片的瞬时断电来获得，根据现场的检测经验，试片瞬时断电电位也会发生波动，部分时刻会出现试片瞬时断电电位正于最小保护电位的情况，此时如何评判杂散电流的干扰强度，多大范围内不满足标准要求的电位数量和程度可以接受，国内标准中没有说明。

澳大利亚标准同样选择了电位的偏移作为参考指标，综合考虑了金属涂层状态与干扰时间，将管地电位正于保护电位的时间占测试总时间的比例作为了重要参考点，但该标准是否适用于国内动态直流杂散电流干扰的评判，同时正于保护准则不同时间百分比导致的腐蚀风险有多大，评判标准是否偏保守，这些都需要进一步研究。

欧洲标准对杂散电流干扰下有无阴极保护的金属结构都做了判定，其中对无阴极保护的金属考虑了电解质电阻率以及有无IR降的情况，但IR降值与实际现场采用的测试方法有关；对于有阴极保护的结构，采用的是管道无IR降电位是否满足阴极保护标准来评判，同样存在动态直流杂散电流干扰下试片瞬时断电电位部分时刻不满足标准要求的情况；该标准考虑了地铁杂散电流的动态波动性，提出了利用探针电流来评估干扰是否可接受的准则，不仅仅将阳极杂散电流总的作用时间考虑入内，还综合了不同杂散电流干扰强度下的作用时间，但该标准只考虑了最恶劣时间段内不同降幅探针电流的累积持续时间，同时对于探针电流为流出电流状态的时间限定值也较小 （探针电流<0的累积时间比例小于0.1%,或累积时间小于3.6 s），同时电流测试中易受到阴极保护电流等影响，仪器测试精度要求也较高，目前在国内还没有应用实例。

不对称系数的评判准则在动态直流杂散电流干扰下电位偏移的波动性，但其基准电位的获取需要同步测量管轨电位，现场操作性较差。同时基准电位的准确性取决于管地电位和管轨电位之间的线性关系，受现场外部复杂因素的影响，管地电位和所测试的管轨电位之间的线性关系可能并不符合。同时管地电位偏移也不考虑其中包含的IR降以及界面双电层的充放电，无法准确判断管道真实的保护状态。

综上，国内外关于动态直流杂散电流干扰的评判方法、参数类型和具体的指标均不统一，尚待进一步研究。

3 结束语

当前，埋地管道受轨道交通系统的直流干扰问题日益严重，研究动态直流杂散电流干扰对埋地管道的影响具有迫切而重要的现实意义。目前，人们关于动态直流干扰的研究大多采用单向电流稳态直流输出对埋地管道的干扰腐蚀影响，并提出了稳态直流干扰下的腐蚀机理。但是，对于轨道交通对埋地管道动态直流干扰的腐蚀机理和规律研究仍处于起步阶段，对管道沿线腐蚀严重程度进行正确的检测和评估，是防治轨道交通动态直流干扰下埋地管道腐蚀的重要条件。为了对轨道交通动态直流干扰进行准确的评价与防护，需要在以下几个方面开展深入的研究工作：

（1） 考虑动态波动特征和正负向电流交替变化的直流杂散电流干扰腐蚀规律和腐蚀机理研究。

（2） 动态直流杂散电流干扰影响因素及干扰强度与管道腐蚀严重程度的对应关系研究。

（3） 动态直流杂散电流干扰严重程度的评价标准研究。