最新录用 | 当期目录 | 过刊浏览 | 热点文章 | 虚拟专辑 | 阅读排行 | 下载排行 | 引用排行 | 期刊订阅

中国腐蚀与防护学报, 2026, 46(3): 680-692 DOI: 10.11902/1005.4537.2025.237

研究报告

混凝土配重层对近海海底钢质管道阴极保护效果的影响

王萌萌1, 曹国民1, 孟繁兴1, 李天亮2, 宋沁峰2, 单太航2, 董亮,2

1.国家管网集团东部原油储运有限公司 徐州 221008

2.常州大学石油与天然气工程学院 常州 213164

Influence of Concrete Counterweight Layer on Cathodic Protection Effect of Nearshore Submarine Steel Pipes

WANG Mengmeng1, CAO Guomin1, MENG Fanxing1, LI Tianliang2, SONG Qinfeng2, SHAN Taihang2, DONG Liang,2

1.PipeChina Eastern Crude Oil Storage and Transportation Co. Ltd., Xuzhou 221008, China

2.School of Petroleum and Natural Gas Engineering, Changzhou University, Changzhou 213164, China

通讯作者: 董 亮，E-mail：dongliang@cczu.edu.cn，研究方向为金属材料的腐蚀与防护

收稿日期: 2025-07-28   修回日期: 2025-09-04  

基金资助: 国家管网集团项目.  AQWH202206

Corresponding authors: DONG Liang, E-mail:dongliang@cczu.edu.cn

Received: 2025-07-28   Revised: 2025-09-04  

Fund supported: PipeChina Project.  AQWH202206

作者简介 About authors

王萌萌，女，1987年生，高级工程师

摘要

为探究混凝土配重层对近海海洋环境中的海底管道阴极保护效果的影响，采用稳态恒电位极化、电化学阻抗谱(EIS)和数值模拟计算方法，系统研究了X60裸钢和带混凝土配重层的X60钢在不同盐度(盐度5‰、16.8‰、26.7‰)静态海水和海泥以及2 m/s流动海水的阴极极化行为，并测试了混凝土配重层电阻率，获得了混凝土配重层影响下的管道阴极保护电位分布和牺牲阳极输出电流。结果表明，在5‰、16.8‰、26.7‰盐度的静态海水和海泥中达到-0.85 V (CSE)极化电位时，X60裸钢所需的阴极极化电流密度约为带混凝土配重层的X60钢所需的3.5~8倍。在2 m/s流动海水中，对应电位下带混凝土配重层的X60钢所需的阴极极化电流密度与在静态海水中差异相对较小，流速会明显提升X60裸钢所需的阴极极化电流密度，这与流速增大氧的扩散和破坏钙质沉积层有关，而混凝土配重层阻碍了流速的这种影响。电化学阻抗谱测得的极化电阻的变化与极化电流密度的变化规律一致，同时获得的海水中混凝土配重层电阻率约为对应海水电阻率的70倍，海泥中混凝土配重层电阻率约为对应海泥电阻率的37倍。数值模拟结果显示，混凝土配重层降低阴极极化电流密度使得阴极保护电位负移明显且电位衰减小，混凝土配重层电阻率降低了牺牲阳极的输出电流而使得阴极保护电位稍正移。混凝土配重层对于改善海底管道阴极保护效果作用明显。

关键词： X60钢 ; 混凝土配重层 ; 阴极极化 ; 电化学阻抗谱 ; 近海海洋环境 ; 数值模拟

Abstract

The cathodic polarization behavior of X60 steel bar without and with concrete counterweight layer in static and flowing artificial seawater of different salinities (5‰, 16.8‰, 26.7‰) and real mud, the later was tokened from the Hangzhou bay coastal wetlands, was assessed via steady-state constant potential polarization, electrochemical impedance spectroscopy (EIS), and numerical simulation methods, aiming to understand the effect of concrete counterweight layer on the cathodic protection of submarine pipes in nearshore marine environments. Meanwhile, the resistivity of the concrete weighted layer was also measured, and the cathodic protection potential distribution and sacrificial anode output current of the pipe in the presence of the concrete weighted layer were obtained. The results showed that when the polarization potential was reached -0.85 V (CSE) in static seawater of salinities of 5‰, 16.8‰, and 26.7‰, as well as sea mud, the cathodic polarization current density required for the bare X60 steel was about 3.5-8 times that required for X60 steel with a concrete counterweight layer. In 2 m/s flowing seawater, the difference in cathodic polarization current density required for X60 steel with concrete counterweight layer by the corresponding potential is relatively small compared to that in static seawater. The flow velocity will significantly increase the cathodic polarization current density required for bare X60 steel, which is related to the increased oxygen diffusion and the destruction of calcium deposition layer due to the increased flow velocity. While the concrete counterweight layer hinders this effect of flow velocity. The change in polarization resistance measured by electrochemical impedance spectroscopy is consistent with the change in polarization current density. At the same time, the resistivity of the concrete counterweight layer in seawater is about 70 times that of the corresponding seawater resistivity, and the resistivity of the concrete counterweight layer in marine mud is about 37 times that of the corresponding marine mud resistivity. The numerical simulation results show that the concrete counterweight layer reduces the cathodic polarization current density, resulting in a significant negative shift and small potential attenuation of the cathodic protection potential. The concrete counterweight layer reduces the output current of the sacrificial anode, resulting in a slightly positive shift of the cathodic protection potential. In a word, the concrete weighted layer has a significant effect on the improvement of the cathodic protection effectiveness of submarine pipes.

Keywords： X60 steel ; concrete counterweight layer ; cathodic polarization ; electrochemical impedance spectroscopy ; nearshore marine environment ; numerical simulation

PDF (5108KB) 元数据 多维度评价 相关文章 导出 EndNote| Ris| Bibtex  收藏本文

本文引用格式

王萌萌, 曹国民, 孟繁兴, 李天亮, 宋沁峰, 单太航, 董亮. 混凝土配重层对近海海底钢质管道阴极保护效果的影响. 中国腐蚀与防护学报[J], 2026, 46(3): 680-692 DOI:10.11902/1005.4537.2025.237

WANG Mengmeng, CAO Guomin, MENG Fanxing, LI Tianliang, SONG Qinfeng, SHAN Taihang, DONG Liang. Influence of Concrete Counterweight Layer on Cathodic Protection Effect of Nearshore Submarine Steel Pipes. Journal of Chinese Society for Corrosion and Protection[J], 2026, 46(3): 680-692 DOI:10.11902/1005.4537.2025.237

近海海底油气管道是连接近海城市与近海岛屿或海洋平台间的重要能源输送通道，在我国杭州湾、渤海湾、近东海和南海等区域较为常见。近海海底钢质管道所处近海海洋环境具有海水盐度跨度大、海底暗流多、船只活动频繁等特点，导致近海海底管道易受到冲刷腐蚀[1,2]、外力损伤[3,4]、悬跨上浮等影响而可能诱发管道穿孔泄漏[5]、管道变形或破坏[6]等问题，严重威胁海上油气输送的安全。为此，近海海底管道外部采用防腐层和混凝土配重层包覆设计，并使用镯式牺牲阳极阴极保护以降低管道上浮、外力损伤和腐蚀影响。

阴极保护电位是评价阴极保护有效性[7]的重要参数，开展定期电位检测[8]能够掌握阴极保护状态，但由于近海海底环境可见度低，且海底管道带有混凝土配重层，海底管道阴极保护电位检测困难，结合模拟试验与数值模拟方法是研究阴极保护效果的重要手段[9~12]。通过构建牺牲阳极和被保护管道的几何模型和环境介质(包括海水/海泥和混凝土层)边界，给定牺牲阳极工作电位和被保护海底管道在环境介质中的阴极极化边界条件即稳态阴极极化行为，并设定介质电阻率，采用有限元法或边界元法等数值方法求解阴极保护电位场满足的Laplace方程，可计算得到海底管道阴极保护电位和牺牲阳极输出电流，进而用于评估海底管道阴极保护效果[13~15]，评估结果的准确性取决于被保护海底管道在环境介质中阴极极化行为和介质电阻率设定的准确性[16]。在海洋环境中，海水/海泥中盐含量、氧浓度、流速等是影响管材阴极极化行为的重要因素[17~19]。研究学者们通常采用裸管材在不同条件环境介质中开展电化学测试，以获取阴极极化行为即稳态极化曲线。研究结果显示，多数情况下随着盐含量、氧浓度和流速增加，达到相同保护电位时所需阴极保护电流密度增加，对应的保护电位衰减较快，保护效果下降。然而，混凝土配重层的厚度较厚，可达20~80 mm，对盐扩散、氧扩散和流速等因素有一定的物理阻碍作用[20]，改变了管道近表面的局部环境，进而影响管材的阴极极化行为，且使得混凝土配重层与所处环境介质电阻率存在差异[21]，可能进一步影响海底管道保护效果。为此，本文采用恒电位法测试静态和动态近海海洋环境中裸钢和带混凝土配重层钢的稳态阴极极化曲线，采用电化学阻抗谱获得对应工况下的混凝土配重层电阻率，将测试结果用于数值模拟中计算分析混凝土配重层对近海海底钢质管道阴极保护效果影响，以期为近海海底管道阴极保护效果评估提供支撑。

1 实验方法

采用常见的海底管道用X60管线钢作为试验管材，其主要成分(质量分数，%)为：C 0.082、S0.004、Mn 1.22、Si 0.25、P 0.016、Ni 0.037、Cr 0.066、V 0.01、Cu 0.037、Al 0.024、Nb 0.011、Mo 0.02，其余为Fe。

将板材切割成尺寸为10 mm × 10 mm × 5 mm的裸钢试样，用于电化学测试，预留单个面积为1 cm2的暴露工作面，其余部分用环氧树脂密封为非工作面。工作面表面用金相试样磨抛机打磨抛光、逐级打磨到1000#，并用丙酮擦洗除油，蒸馏水清洗后，用真空干燥箱吹干，放置备用。带混凝土层X60钢电化学试样采用规格为ϕ11.3 mm × 5 mm的圆柱形试样，采用环氧树脂密封，保留1 cm²的圆面为工作面，经打磨抛光、丙酮除油后将其工作面朝上，套上定制的塑料模具，模具下端内径与密封后环氧树脂外径相同，上端内径为ϕ11.3 mm，海底管道混凝土配重层厚度通常为25~200 mm，考虑制作便利和制作质量，模具上端高度即混凝土配重层厚度取25 mm。混凝土经机械搅拌充分后分两层浇筑到模具中，将浇筑好的混凝土配重层试样表面盖上薄膜养护，自然阴干，放在干燥处备用。根据标准SY/T 7398-2017要求的C20混凝土，配料采用管道通用的标号为P.O 52.5的硅酸盐水泥，其主要化学成分(质量分数，%)为：CaO 62~67、SiO2 20~24、Al2O3 4~7、Fe2O3 5~6。骨料采用天然细沙和直径为3 mm左右的石子，C20混凝土的配合比为：去离子水0.47、水泥1、沙子1.342、石子3.129。将制备完好的带混凝土层X60钢放在海水或海泥腐蚀介质中充分浸泡3 h，待其自然电位稳定后，再进行电化学测试。

在杭州湾不同区域取海水样测试得到表1中海水的化学成分，试验中按照表1中化学成分采用分析纯级试剂配置人造海水(以下简称海水)，pH为6.6。海泥取自杭州湾滩涂。环境温度为(22 ± 2) ℃。

表1   不同盐度的海水模拟液化学成分 (g/L)

Table 1  Chemical composition of artificial seawaters with different salinities

Chemicals5‰ salinity seawater16.8‰ salinity seawater26.7‰ salinity seawaterSea mud
NaCl2.80110.30517.780
CaCl2·2H2O0.2820.6321.048
MgCl2·6H2O1.1584.2487.909
NaHCO30.1650.1600.147On-site sampling
Na2SO40.4951.1950.024
KCl0.0650.2540.479
KBr0.0790.0600.060
NaF0.0540.2540.024

新窗口打开| 下载CSV


结合阴极保护电位准则-0.85~-1.20 V (相对于Cu-饱和CuSO4参比电极，简称CSE，以下电位在未说明时均相对于该参比电极)和现场实测管道电位范围，试验中恒电位极化对应的电位分别为-0.78、-0.85、-0.95、-1.05、-1.15和-1.25 V (相对于饱和甘汞电极，SCE)，转化为相对于Cu-饱和CuSO4参比电极的电位分别为-0.85、-0.92、-1.02、-1.12、-1.22和-1.32 V，试验达到稳定后采用瞬间断电法测得不同恒电位下消除混凝土层IR降后的极化电位[22,23]。

在静态海水和海泥中，恒电位极化试验采用标准的三电极体系，工作电极为裸钢试样或带混凝土配重层试样；参比电极为电极电势稳定性良好的饱和甘汞电极；辅助电极为铂片电极；环境介质为不同盐度的人造海水。采用CS2350H双通道电化学工作站完成恒电位控制，极化时间为1 h，并记录在施加各恒定阴极极化电位过程中，阴极电流密度随施加极化时间的变化曲线，采样频率为1 Hz，由此得到不同环境中裸钢与带混凝土层X60钢的稳态极化电流密度。待管材恒电位极化1 h，极化电流密度稳定后，测试试样在不同极化电位下的电化学阻抗谱，测试给定的交流电压幅值为10 mV，扫描的频率范围为105~10-1 Hz。

为了测试流动海水环境对带混凝土配重层X60钢极化特性的影响，并选取X60裸钢作为对比，构建了模拟流动海水状态下的电化学试验装置，如图1所示。采用离心泵为海水的流速提供动力，试验在平整的试验台上进行。根据杭州湾地区海水流速特点，选取的海水流速为2 m/s，接近杭州湾区域最大流速。

图1

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图1   流动海水电化学测试装置

Fig.1   Electrochemical testing device under flow seawater condition


2 阴极保护数值模拟

2.1 阴极保护数值模拟方法

Laplace方程是描述阴极保护电位场的典型控制方程[24]，方程形式为：

κ∇2φ=0

式中，φ为电位，κ为所研究区域内介质的电导率。

Laplace方程的定解由海底管道和牺牲阳极的几何区域及其包覆边界的边界条件确定，如图2所示。在不考虑混凝土配重层时，几何区域的边界被绝缘表面ΓI、阴极保护系统中海底管道外表面ΓC和牺牲阳极的外表面ΓA包围，绝缘表面ΓI包括海水/海泥介质外围边界和具有对称性的管道端面等，通常采用恒定电流密度作为边界条件，绝缘表面无电流流入流出，电流密度为零；海底管道外表面ΓC的边界条件由测得的阴极极化曲线确定，对于有外防腐层的海底管道，将极化曲线中的极化电流密度乘以防腐层破损率获得新的极化曲线作为边界条件，防腐层破损率参照设计值确定，所研究管道防腐层破损率平均值为6%；牺牲阳极的外表面ΓA可由测得的牺牲阳极极化曲线确定或采用恒定的工作电位，本文采用恒定的-1050 mV (相对于CSE)开展模拟计算。在考虑混凝土配重层时，通常认为每个介质区域内电位场均满足Laplace方程，除了上述边界外增加了海水/海泥与混凝土配重层间的界面，该界面的边界条件满足界面处电位和电流密度相同的条件。

图2

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图2   海底管道牺牲阳极阴极保护数值模拟区域及边界示意图

Fig.2   Numerical simulation area and boundary diagrams of sacrificial anode CP for submarine pip-elines without (a) and with (b) weighted concrete


由于求解区域和区域边界的极化边界条件具有复杂性，无法通过解析法求解Laplace方程，通常采取有限元法或边界元法等数值计算方法将结构进行网格划分来计算数值解。本文采用基于边界元计算方法的BEASY Corrosion & CP V21软件进行数值模拟计算。

2.2 算例设置

杭州湾区域在役海底管道直径为762 mm，镯式铝阳极外径895 mm，长度524 mm，布置间距为72 m，混凝土配重层厚度约66 mm，外表面与铝阳极齐平。考虑到铝阳极固定间距周期性地布置于管道沿线，保护电位分布呈现周期性变化，由此选取单个阳极和阳极两侧各36 m管段构建了海底管道牺牲阳极阴极保护几何模型及网格模型的局部放大图，如图3a所示。同时考虑无混凝土配重层的情况，如图3b所示。

图3

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图3   海底管道牺牲阳极阴极保护几何模型和网格划分

Fig.3   Geometric model and mesh division of sacrificial anode CP for submarine pipelines: (a) concrete weighted X60, (b) bare X60 steel


为考虑混凝土配重层对海底管道阴极保护的影响，设置表2所示的6种算例。分别计算在26.7‰盐度海水和海泥中，采用实测的裸钢和带混凝土配重层阴极极化曲线和6%防腐层破损率作为边界条件，以及混凝土配重层及其实测电阻率作为介质时管道电位分布和牺牲阳极输出电流，并对比分析差异。

表2   数值模拟算例设置

Table 2  Numerical simulation case setting

Case No.Marine environmentConcrete weighted environmentCoating breakdown factor
EnvironmentResistivity / Ω·mConcreteResistivity / Ω·m
126.7‰ salinity seawater1.189No-6%
2Yes43.864
3Yes43.864
4Mud0.250No-
5Yes17.880
6Yes17.880

新窗口打开| 下载CSV


3 结果与讨论

3.1 管材阴极极化行为

3.1.1 在静态海水和海泥中

待带混凝土层X60钢恒电位极化1 h后，采用瞬间断电法消除混凝土层IR降后的极化电位Ep，绘制不同盐度海水和海泥中，不同极化电位下保护电流密度I随时间t变化的I-t曲线，如图4所示。由图4可见，在不同盐度海水和海泥中，不同阴极极化电位下带混凝土层X60钢所需的保护电流密度在约1000 s (0.28 h)后达到稳定值，取稳定电流密度记录在表3中。将表中极化电位与之对应的稳态电流密度作图，并增加裸钢在相同海水和海泥中的测试数据，如图5所示，得到不同盐度海水和海泥中带混凝土层X60钢和X60裸钢的稳态极化曲线，如图6a和b所示。由图6a可知，随着海水盐度的增大，带混凝土层X60钢的极化曲线整体向右偏移，即相同保护电位下对应的极化电流密度的需求增大。在同一种环境中，随着阴极保护电位负移，对应的极化电流密度逐渐增大。通过数据间插值法可得，在盐度为5‰、16.8‰和26.7‰海水中以及现场取回海泥中时，保护电位-0.85 V对应的最小保护电流密度依次约为26、74、77和18 mA/m2。基于图6b可插值得到X60裸钢在相同环境中保护电位-0.85 V对应的最小保护电流密度依次约为209、261、480和67 mA/m2，分别是带混凝土配重层X60钢保护电流密度的8.0、3.5、6.2和3.7倍，即带混凝土配重层时X60钢的最小保护电流密度要小得多。这可能是因为试样表面的混凝土配重层减缓了阴极反应产物OH-向外扩散即试样表面pH值增加而利于极化[23,25]，并降低了海水或海泥溶解氧从试样表面扩散的速度，氧的去极化能力减弱，保护电流密度的需求量降低。

图4

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图4   在静态海水和海泥中带混凝土配重层X60钢I-t曲线

Fig.4   I-t curve of concrete weighted X60 steel in static environment: (a) 5‰ salinity seawater, (b) 16.8‰ salinity seawater, (c) 26.7‰ salinity seawater, (d) sea mud


表3   在静态海水和海泥中带混凝土层X60钢稳态极化数据

Table 3  Steady-state polarization data of concrete weighted X60 steel in static environment

5‰ salinity seawater16.8‰ salinity seawater26.7‰ salinity seawaterSea mud
Ep, CSE / mVI / mA·m-2Ep, CSE / mVI / mA·m-2Ep, CSE / mVI / mA·m-2Ep, CSE / mVI / mA·m-2
-5740-5910-6040-5620
-86723.428-83442.341-86856.427-82916.338
-94526.204-88073.960-94777.533-89618.221
-101136.321-978103.107-1019169.121-101024.073
-106852.883-1076173.679-1081228.427-108134.603
-112075.333-1151239.587-1149316.116-110450.578
-1154102.461-1201311.849-1221396.476-116791.378

新窗口打开| 下载CSV


图5

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图5   在静态海水和海泥中X60裸钢I-t曲线

Fig.5   I-t curve of bare X60 steel in static environment: (a) 5‰ salinity seawater, (b) 16.8‰ salinity seawater, (c) 26.7‰ salinity seawater, (d) sea mud


图6

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图6   在静态海水和海泥中X60钢稳态极化曲线

Fig.6   Steady state polarization curve of X60 steel in static environment: (a) concrete weighted X60, (b) bare X60 steel


3.1.2 在2 m/s流动海水中

采用恒电位法和消除IR方法，测得X60裸钢和带混凝土配重层X60钢在流速为2 m/s的26.7‰盐度海水中的极化电位和对应的极化电流密度，绘制不同极化电位下极化电流密度随时间变化的I-t曲线，如图7所示。取恒电位下稳定后的极化电流密度，见表4。裸钢和混凝土层X60钢在静态海水(0 m/s)和2 m/s流动海水中的阴极极化曲线如图8所示。由图8可见，在自然电位至约-1100 mV的电位区间内，裸钢在2 m/s流动海水中的极化电流密度要远高于在静止海水中的极化电流密度。当电位负于-1100 mV时，裸钢在静止海水中的极化电流密度更高。这与阴极反应类型和钙质沉积层形成有关，在自然电位至约-1100 mV的电位区间内有极化曲线中存在明显极限扩散特征，即对应吸氧反应。同时在静止海水中，在电位为-924 mV附近存在电流密度的极小值，这与钙质沉积层的形成有关，而在流动海水中，电流密度的极小值出现在-1024 mV电位附近且不太明显，这表明2 m/s流动海水会破坏钙质沉积层的形成，进而进一步使得极化电流密度增高；当电位负于-1100 mV则以析氢反应为主，流动海水影响相对小，流动对吸氧反应的影响更明显，流动有助于氧的扩散而使得扩散极化电流密度更大，即对应的极化电流密度更高。而带混凝土层X60钢在静态海水和2 m/s流动海水中的稳态极化曲线接近，保护电位-0.85 V对应的最小电流密度分别为53和52 mA/m2，变化较小，这表明2 m/s海水流速对带混凝土层X60钢在海水中的极化影响较小，混凝土配重层阻挡了流速即阻挡了氧的扩散对阴极去极化的作用。

图7

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图7   X60裸钢和带混凝土层X60钢在2 m/s流动海水中的I-t曲线

Fig.7   I-t curves of bare X60 steel and concrete weighted X60 steel in 2 m/s seawater: (a) bare X60 steel, (b) concrete weighted X60


表4   X60裸钢和带混凝土层X60钢在2 m/s流动海水中的极化数据

Table 4  Polarization data of bare X60 steel and concrete weighted X60 steel at 2 m/s sea water

MaterialECSE / mVEp, CSE / mVI / mA·m-2
X60 steel-854-8502195
-924-9202168
-1024-10202372
-1124-11054555
-1224-11639385
-1324-121134118
Concrete weighted-854-81645
X60 steel-924-88559
-1024-984110
-1124-1082163
-1224-1174189
-1324-1212352

新窗口打开| 下载CSV


图8

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图8   X60裸钢和带混凝土层X60钢在静态和2 m/s流动海水中的稳态极化曲线

Fig.8   Steady-state polarization curves of bare X60 steel and concrete weighted X60 steel in 0 m/s and 2 m/s seawater


3.2 电化学阻抗谱

3.2.1 在静态海水和海泥中

测试得到在不同盐度海水和海泥中，不同极化电位条件下带混凝土层X60钢的电化学阻抗的Nyquist图，如图9所示。

图9

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图9   在静态海水和海泥中带混凝土层X60钢Nyquist图

Fig.9   Nyquist diagram of concrete weighted X60 steel layer in static environment: (a) 5‰ salinity seawater, (b) 16.8‰ salinity seawater, (c) 26.7‰ salinity seawater, (d) sea mud


Nyquist图直观地反映了等效电路的特征和整个体系电阻的大小，即随着极化电位的负移，低频区容抗弧半径基本不变化，保持重合，它代表了试样表面带混凝土层X60钢的电阻。随着极化电位的负移，高频区容抗弧半径呈现逐渐变小的趋势，它反映了试样电化学反应极化电阻的变化。由Nyquist图可以看出整个的阻抗谱有两个明显的峰，说明其有两个电容性时间常数，结合Nyquist图，选定合适的等效拟合电路[26]，如图10所示。其中溶液电阻用Rs表示；混凝土配重层与溶液界面存在电容，用Cc表示；混凝土配重层电阻用Rc表示，X60钢表面与混凝土配重层界面存在双电层，双电层电容用Cdl表示，表面电化学反应的电阻用Rp表示。通过电化学元件的串并联关系，得到带混凝土层X60钢的阻抗等效电路[27]，如图10所示，通过拟合验证误差在5‰以内，证明该等效电路是合理的。

图10

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图10   在静态海水和海泥中阻抗等效电路图

Fig.10   Equivalent circuit diagram of impedance in static environment: (a) bare X60 steel, (b) concrete weighted X60


根据上述等效电路，在Zview拟合软件中依次对测试数据进行拟合，得到不同盐度海水和海泥中不同极化电位下的溶液电阻、混凝土配重层电容和电阻、试样表面双电层电容和极化电阻的参数值，拟合结果见表5。

表5   在静态海水和海泥中带混凝土层X60钢的阻抗拟合参数

Table 5  Impedance fitting parameters of concrete weighted X60 steel in static environment

EnvironmentEp, CSE / mVRs / Ω·cm2Cc / F·cm-2Rc / Ω·cm2Cdl / F·cm-2Rp / Ω·cm2
5‰ salinity seawater-806850.31.523 × 10-9206852.051 × 10-441341
-867761.61.526 × 10-9204182.819 × 10-444493
-945813.31.490 × 10-9205133.842 × 10-421283
-1011817.41.488 × 10-9204154.401 × 10-416398
-1068839.11.444 × 10-9202614.103 × 10-414555
-1120875.81.436 × 10-9202303.992 × 10-411554
-1154861.71.479 × 10-9205585.117 × 10-48124
16.8‰ salinity seawater-811220.41.220 × 10-985571.769 × 10-410295
-834490.81.270 × 10-980332.511 × 10-48168
-880319.41.284 × 10-975274.613 × 10-45472
-978210.91.225 × 10-972246.221 × 10-42594
-1076524.11.255 × 10-967914.856 × 10-41640
-1151311.11.181 × 10-964561.032 × 10-31709
-1201510.51.227 × 10-963609.296 × 10-42899
26.7‰ salinity seawater-822574.31.121 × 10-944986.686 × 10-43231
-868562.11.120 × 10-944761.061 × 10-32268
-947581.31.091 × 10-944531.307 × 10-31364
-1019575.81.097 × 10-944181.316 × 10-41036
-10815751.114 × 10-944168.392 × 10-42507
-1149557.91.132 × 10-945286.801 × 10-42155
-1221539.51.158 × 10-945064.529 × 10-41805
Sea mud-7891551.299 × 10-9104012.297 × 10-416877
-8291651.285 × 10-9107793.276 × 10-414086
-896133.71.276 × 10-9111614.821 × 10-410706
-1010154.91.283 × 10-9113206.745 × 10-48185
-108190.581.260 × 10-9114317.529 × 10-46803
-1104160.51.290 × 10-9109415.513 × 10-45293
-1167133.51.259 × 10-9109424.209 × 10-43600

新窗口打开| 下载CSV


由表5中的拟合数据可知，混凝土配重层的电容较小，海水盐度的变化对混凝土配重层电容大小无明显影响；海水盐度的变化对混凝土配重层的电阻影响较大，混凝土配重层电阻与海水盐度之间呈反比关系，海水的盐度越高，混凝土配重层的电阻越小，当海水的盐度由5‰增加到16.8‰和26.7‰时，混凝土配重层电阻降低到原来的0.356倍和0.219倍，基于不同盐度海水和海泥中混凝土配重层电阻的拟合数据，根据电阻与电阻率的关系 式2，计算得到混凝土配重层在不同盐度海水和海泥中的电阻率，见表6。采用土壤盒法同步测试了不同盐度海水和海泥的电阻率，详见表6。由表中数据可知，海水中混凝土配重层电阻率约为对应海水电阻率的70倍，海泥中混凝土配重层电阻率约为对应海泥电阻率的37倍。

表6   不同介质中混凝土配重层和介质的电阻率

Table 6  Resistivities of concrete counterweight layers and environments in different environments

EnvironmentAverage resistance Rc / Ω·cm2Concrete resistivity ρc / Ω·mEnvironment resistivity ρs / Ω·m
5‰ salinity seawater2044081.7601.136
16.8‰ salinity seawater727829.1120.448
26.7‰ salinity seawater447017.8800.250
Sea mud1099643.8641.189

新窗口打开| 下载CSV


ρc=10-4×Rc⋅tS

其中，ρc为混凝土层电阻率，Ω·m；t为混凝土层厚度，m；S为混凝土层横截面积，m2。

带混凝土配重层X60钢在海水和海泥中的极化电位与极化电阻的关系曲线如图11所示。由图可见，随着极化电位的负移，极化电阻逐渐降低。随海水盐度的增加，对应的极化电阻减小，电化学反应更容易发生。在5‰盐度海水中，带混凝土层X60钢对应的极化电阻远大于26.7‰盐度海水中试样的极化电阻，这与极化电流密度的变化规律相符，极化电阻越小，电化学反应越快，极化电流密度的需求越小。

图11

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图11   在静态海水和海泥中带混凝土层X60钢阻抗E-Rp曲线

Fig.11   E-Rp curves of concrete weighted X60 steel in static environment


3.2.2 在2 m/s流动海水中

测得X60裸钢和带混凝土层X60钢在2 m/s 26.7‰盐度流动海水中的电化学阻抗Nyquist图，如图12所示。采用与带混凝土层X60钢在静态海水和海泥中相同的等效电路，利用Zview拟合软件拟合得到各电路元件的拟合参数，见表7。

图12

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图12   X60裸钢和带混凝土层X60钢在2 m/s流动海水中的阻抗Nyquist图

Fig.12   Impedance Nyquist plot of bare X60 (a) steel and concreted weighted X60 steel (b) in 2 m/s seawater


表7   X60裸钢和带混凝土层X60钢2 m/s流动海水中阻抗拟合数据

Table 7  Steel impedance fitting data of bare X60 steel and concrete weighted X60 steel in 2 m/s seawater

MaterialEp, CSE / mVRs / Ω·cm2Cc / F·cm-2Rc / Ω·cm2Cdl / F·cm-2Rp / Ω·cm2
Bare X60 steel-8506.718--1.457 × 10-33110
-9206.202--1.104 × 10-33231
-10206.327--1.326 × 10-3504.5
-11057.49--1.246 × 10-3162.5
-11639.421--7.838 × 10-465.81
-121110.2--7.675 × 10-423.33
Concrete weighted X60 steel-816378.51.382 × 10-954677.200 × 10-43425
-885472.61.295 × 10-951998.680 × 10-43042
-984454.41.422 × 10-951271.040 × 10-32472
-1082439.61.240 × 10-950279.610 × 10-42229
-1174399.81.441 × 10-949567.310 × 10-42002
-12123731.310 × 10-949302.060 × 10-41928

新窗口打开| 下载CSV


根据表7中极化电阻与施加的阴极极化电位参数，得到带混凝土层X60钢在静态海水和2 m/s流动海水中的变化图，如图13所示。由图可见，在自然电位至约-1100 mV的电位区间内，X60裸钢在2 m/s流动海水中的极化电阻要远低于在静止海水中的极化电阻。当电位负于-1100 mV时，裸钢在静止海水中的极化电阻略低，这与极化电流密度的规律一致。这与阴极反应类型和钙质沉积层形成质量有关[25,28,29]，在自然电位至约-1100 mV的电位区间内，阴极反应以吸氧反应为主，流速促进了氧向试样表面扩散和阴极产物OH-向外扩散，不利于钙质沉积层的形成，因而X60裸钢在2 m/s流动海水中的极化电阻要远低于在静止海水中的极化电阻。当电位负于-1100 mV时，阴极反应以析氢反应为主，阴极反应产物氢气会破坏钙质沉积层，而流速能够促进氢的扩散，这可能是导致裸钢在静止海水中的极化电阻略低的原因。而带混凝土配重层的X60钢在2 m/s流动海水中的极化电阻与在静止海水中的差距相对要小，这表明混凝土配重层对流动有物理阻隔作用，电化学反应快慢受流速影响相对小，这与极化电流密度的需求规律较一致。同样地，当电位负于-1100 mV时，阴极反应以析氢反应为主，阴极反应产物氢气会破坏钙质沉积层，但流速对氢的扩散影响相对较小，因而带混凝土层X60钢在静态海水中的极化电阻和在2 m/s流动海水中的相当。在自然电位至约-1100 mV的电位区间内，阴极反应以吸氧反应为主，流速对钙质沉积层的破坏作用受阻，虽有利于氧的扩散而利于吸氧反应，但同时有利于钙镁离子的扩散即利于钙质沉积层的形成，这可能是导致带混凝土层在静止海水中的极化电阻低于带流速海水的原因。

图13

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图13   X60裸钢和带混凝土层X60钢在静态和2 m/s流动海水中的阻抗EP-Rp曲线

Fig.13   EP-Rp curves of bare X60 steel and concrete weighted X60 steel in 0 m/s and 2 m/s seawater


3.3 阴极保护效果数值模拟

前述测试结果表明，混凝土配重层影响阴极极化行为且自身电阻率与环境介质电阻率存在差异进而进一步影响管道阴极保护电位分布和牺牲阳极输出电流。基于表5中设定的算例，模拟计算得到的管道电位分布如图14所示，管道电位范围统计结果和牺牲阳极输出电流见表8。由图14可知，在模拟模型中不构建混凝土配重层，只考虑带混凝土配重层X60钢和裸X60钢的阴极极化差异时，在海水(算例1和算例2)和海泥(算例4和算例5)中，带混凝土配重层(算例2和算例5)的管道保护电位明显负于无配重层(算例1和算例4)的管道保护电位，且最正电位和最负电位之差即电位衰减小。当在模拟模型中构建混凝土配重层并设置混凝土配重层电阻率时，在海水(算例2和算例3)和海泥(算例5和算例6)中，带混凝土配重层(算例3和算例6)的管道保护电位略正于无配重层(算例2和算例5)的管道保护电位，最正电位和最负电位之差即电位衰减相当。表8中牺牲阳极输出电流差异显示，在海水和海泥中，不构建混凝土配重层模型且采用裸钢测得的极化曲线并考虑6%涂层破损率时对应的牺牲阳极输出电流最大，其次是不构建混凝土配重层模型且采用带混凝土配重层钢测得的极化曲线并考虑6%涂层破损率时对应的牺牲阳极输出电流，构建混凝土配重层模型且采用带混凝土配重层钢测得的极化曲线并考虑6%涂层破损率时对应的牺牲阳极输出电流最小。这与上述管道电位分布的规律是一致的，即带混凝土配重层一方面通过降低阴极极化电流密度来提升阴极保护效果即电位更负，另一方面降低了牺牲阳极的输出电流而使得阴极保护电位正移，其中前者的作用更为明显。

图14

新窗口打开| 下载原图ZIP| 生成PPT

图14   在海水和海泥中混凝土配重层对管道电位分布影响模拟结果

Fig.14   Simulation results of the influence of concrete counterweight layer on pipe potential distribution: (a) in seawater, (b) in marine mud


表8   不同算例下管道电位和牺牲阳极输出电流模拟结果

Table 8  Simulation results of pipe potential and sacrificial anode output current of cases

Case No.Pipe potential rangeE / mVAnode output current / mA
1-830--9697513
2-977--10232470
3-962--9962069
4-851--9751444
5-983--1026470
6-969--1010458

新窗口打开| 下载CSV


4 结论

(1) 在5‰、16.8‰、26.7‰盐度的静态海水中和海泥中，混凝土配重层X60钢维持保护电位-0.85 V所需的最小阴极极化电流密度分别为26、74、77和18 mA/m2，X60裸钢对应的最小阴极极化电流密度分别为209、261、480和67 mA/m2，这表明混凝土配重层有利于降低阴极保护电流需求，可能与混凝土配重层减缓阴极反应产物OH-向外扩散而增加试样表面pH值和降低了海水或海泥中溶解氧向试样表面扩散有关。

(2) 在2 m/s流动海水中，流动利于氧扩散和不利于钙质沉积层形成，从而导致X60裸钢所需阴极极化电流密度相对于在静态环境中进一步增大，而混凝土配重层阻挡了流速即阻挡了氧的扩散对阴极去极化的作用而阴极极化电流密度变化相对小。

(3) 电化学阻抗谱测得的极化电阻的变化与极化电流密度的变化规律一致，同步获得了混凝土配重层在不同盐度海水和海泥中的电阻率，结果显示，海水中混凝土配重层电阻率约为对应海水电阻率的70倍，海泥中混凝土配重层电阻率约为对应海泥电阻率的37倍。

(4) 采用数值模拟方法研究带混凝土配重层降低阴极极化电流密度和改变局部介质电阻率对管道阴极保护效果影响的结果表明，混凝土配重层降低阴极极化电流密度提升阴极保护效果即电位负移明显且电位衰减小，同时降低了牺牲阳极的输出电流而使得阴极保护电位正移，前者的作用更为明显。

参考文献

Azam M A, Sukarti S, Zaimi M.

Corrosion behavior of API-5L-X42 petroleum/natural gas pipeline steel in South China Sea and Strait of Melaka seawaters

[J]. Eng. Fail. Anal., 2020, 115: 104654

DOI      URL     [本文引用: 1]

Xu Y Z, Zhang Q L, Gao S, et al.

Exploring the effects of sand impacts and anodic dissolution on localized erosion-corrosion in sand entraining electrolyte

[J]. Wear, 2021, 478-479: 203907

DOI      URL     [本文引用: 1]

Zhu W H, Sun D X, Xie F, et al.

Effects of corrosion defect growth on submarine pipeline under operating pressure and axial displacement

[J]. Ocean Eng., 2023, 267: 113297

DOI      URL     [本文引用: 1]

Zang Z P, Xu Z, Zou X, et al.

Deformation response of a submarine pipeline with rock berm + concrete mattress protection subjected to impact by a dropping anchor

[J]. Ocean Eng., 2023, 41(4): 114

[本文引用: 1]

臧志鹏, 许 振, 邹 星 等.

块石和混凝土排垫保护下海底管道落锚撞击变形响应研究

[J]. 海洋工程, 2023, 41(4): 114

[本文引用: 1]

Cao G M.

External corrosion control method of hangzhou bay submarine crude oil pipeline

[J]. Corros. Protect., 2023, 44(7): 117

[本文引用: 1]

曹国民.

杭州湾海底原油管道的外腐蚀控制方法

[J]. 腐蚀与防护, 2023, 44(7): 117

[本文引用: 1]

Liu R, Song Y S, Cui Y, et al.

Corrosion of high-strength steel in 3.5%NaCl solution under hydrostatic pressure: Understanding electrochemical corrosion with tensile stress coupling

[J]. Corros. Sci., 2023, 219: 111204

DOI      URL     [本文引用: 1]

Pei Y Y, Guan F, Dong X C, et al.

Effect of Desulfovibrio Bizertensis SY-1 on corrosive behavior of metal materials under cathodic polarization

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Protect., 2024, 44: 345

[本文引用: 1]

裴莹莹, 管 方, 董续成 等.

Desulfovibrio Bizertensis SY-1在阴极极化条件下对X70管线钢的腐蚀行为研究

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2024, 44: 345

DOI      [本文引用: 1]

研究了从浸泡在中国南海的钢铁锈层中分离的腐蚀性硫酸盐还原菌Desulfovibrio bizertensis SY-1在-0.85和-1.05 V vs. SCE阴极极化电位下对X70管线钢腐蚀行为的影响。结果表明，-0.85 V vs. SCE电位尚不能有效抑制Desulfovibrio bizertensis SY-1细胞的生长与附着，同时试片表面也检测到了特征的四方硫铁矿和针铁矿的Raman峰。-1.05 V vs. SCE阴极极化电位能够有效抑制浮游Desulfovibrio bizertensis SY-1细胞的生长和代谢过程，腐蚀产物以磁铁矿为主。失重数据也表明，在-1.05 V vs. SCE电位下试片失重与无菌条件基本一致，且在该电位下最大点蚀坑深度与无极化条件相比减少了75%。该研究为含有Desulfovibrio bizertensis SY-1环境的阴极保护电位选择和微生物与极化电位的相互作用研究提供了参考。

Liu G.

Discussion on DC voltage gradient (DCVG) measurement and %IR calculation of buried coating pipeline

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Protect., 2024, 44: 512

[本文引用: 1]

刘 国.

关于埋地防腐层管道直流电位梯度(DCVG)测量与%IR计算的讨论

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2024, 44: 512

[本文引用: 1]

Li C J, Du M.

Research and development of cathodic protection for steels in deep seawater

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Protect., 2013, 33: 10

[本文引用: 1]

李成杰, 杜 敏.

深海钢铁材料的阴极保护技术研究及发展

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2013, 33: 10

[本文引用: 1]

综述深海环境中溶解氧、温度、pH值、碳酸盐及压力等对钢铁材料的阴极保护及钙质沉积层形成过程的影响。对国内外深海钢铁材料的阴极保护研究工作进行总结，介绍深海阴极保护参数的设计及应注意的因素，认为提高初始电流密度和阴极保护联合涂层是深海阴极保护的重要保护措施。最后对现阶段深海阴极保护研究中的不足及发展方向进行探讨。

Wang L L, Wu J, Zhang T.

Underwater cutting and removal of subsea pipeline concrete counterweight layer and anticorrosion coating by high-pressure water jet in complex sea area

[J]. Petrol. Eng. Constr., 2021, 47(3): 27

王立领, 吴 军, 张 涛.

复杂海域海底管道混凝土配重及防腐层高压水射流水下切割清除施工技术

[J]. 石油工程建设, 2021, 47(3): 27

Li X H, Chen G M, Zhu H W.

Quantitative risk analysis on leakage failure of submarine oil and gas pipelines using Bayesian network

[J]. Process Safety Environ. Protect. 2016, 103: 163

DOI      URL    

Miao X Y, Zhao H.

Corroded submarine pipeline degradation prediction based on theory-guided IMOSOA-EL model

[J]. Reliab. Eng. Syst. Safety, 2024, 243: 109902

DOI      URL     [本文引用: 1]

Tan J H, Wang S Q, Zhang S T, et al.

Electric field calculation of pipe with cathodic protection in seawater by BEM

[J]. Appl. Mech. Mater., 2014, 621: 230

DOI      URL     [本文引用: 1]

Hou J, Gao Y, Wei W R.

The research and application of numerical simulation evaluation technology for cathodic protection system of the subsea pipeline in a gas field of South China Sea

[A]. The 28th International Ocean and Polar Engineering Conference [C]. Sapporo, Japan, 2018

Marcassoli P, Bonetti A, Lazzari L, et al.

Modeling of potential distribution of subsea pipeline under cathodic protection by finite element method

[J]. Mater. Corros., 2015, 66: 619

[本文引用: 1]

Kiselev V, Kalyutik A, Rouzich E.

Influence of the soil electrical conductivity in the area of the underground pipeline on energy efficiency of the cathodic protection

[J]. MATEC Web of Conf., 2018, 245: 07015

[本文引用: 1]

Kang W W.

The study on the cathodic protection and hydrogen permeation of X65 pipeline steel under the condition of flowing seawater

[D]. Tianjin: Tianjin University, 2018

[本文引用: 1]

康蔚蔚.

流动海水条件下X65管线钢的阴极保护及氢渗透行为研究

[D]. 天津: 天津大学, 2018

[本文引用: 1]

Fan F Q, Song J W, Li C J, et al.

Effect of flow velocity on cathodic protection of DH36 steel in seawater

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Protect., 2014, 34: 550

范丰钦, 宋积文, 李成杰 等.

海水流速对DH36平台钢阴极保护的影响

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2014, 34: 550

DOI     

利用自行设计的管流式海水循环实验装置模拟在0.20~2.00 m/s流速范围内的阴极保护情况,采用恒电流极化法进行阴极保护,通过电位的变化、电极宏观形貌和钙质沉积层的生成情况评价阴极保护效果。结果表明,流速越大,电位达到保护电位-800 mV (vs Ag/AgCl海水) 时所需的电流密度越大；而且当流速大于1.20 m/s时,即使电位达到了保护电位仍可能发生明显的冲刷腐蚀；生成的钙质沉积层主要是单层的富镁层,只有电流密度较大时,才会在富镁层上进一步沉积富钙层。

Ji T W, Wang S L, Cai Z, et al.

Influence of seawater flow rate on the polarization curve of X80 pipeline steel

[J]. Oil-Gas Field Surf. Eng., 2018, 37(6): 64

[本文引用: 1]

季廷伟, 王树立, 才 政 等.

海水流速对X80管线钢极化曲线的影响

[J]. 油气田地面工程, 2018, 37(6): 64

[本文引用: 1]

Zhang G Y, Tian Y, Liu Y, et al.

Dynamic electrochemical model of steel corrosion in concrete microenvironment under multifield action of heat-moisture-chlorine

[J]. J. Mater. Civil Eng., 2024, 36: 04023507

[本文引用: 1]

Hornbostel K, Larsen C K, Geiker M R.

Relationship between concrete resistivity and corrosion rate-A literature review

[J]. Cem. Concr. Compos., 2013, 39: 60

DOI      URL     [本文引用: 1]

Brenna A, Beretta S, Uglietti R, et al.

Cathodic protection monitoring of buried carbon steel pipeline: Measurement and interpretation of instant-off potential

[J]. Corros. Eng. Sci. Technol., 2017, 52: 253

DOI      URL     [本文引用: 1]

Angst U, Büchler M, Martin B, et al.

Cathodic protection of soil buried steel pipelines-a critical discussion of protection criteria and threshold values

[J]. Mater. Corros., 2016, 67: 1135

[本文引用: 2]

Kou J, Ren Z.

Research progress of regional cathodic protection potential distribution of tank floor based on numerical calculation

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Protect., 2023, 43: 871

[本文引用: 1]

寇 杰, 任 哲.

基于数值计算的罐底板阴极保护电位分布研究进展与展望

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2023, 43: 871

[本文引用: 1]

Googan C.

The cathodic protection potential criteria: Evaluation of the evidence

[J]. Mater. Corros., 2021, 72: 446

DOI      [本文引用: 2]

Recent publications have ascribed the mechanism of cathodic protection (CP) in soils to the development of passivity at the steel surface. This view has, in turn, prompted discussion on the need to re-evaluate the long-established criteria for protection. This paper presents a contribution to that discussion. It advances, or rather it restates, the proposition that neither immunity nor passivity is necessarily relevant. It argues that protection is simply a consequence of a potential-driven lowering of the anodic dissolution rate. However, it also emerges that elucidating any mechanism convincingly requires dependable field or laboratory data on the very low corrosion rates occurring on cathodically polarised specimens. A critical review of published data highlights a lack of reliability in this area.

Huang A L, Chen Q, Xie L J, et al.

EIS based assessment of electrodeposition effect of concrete cracks: Experiment and equivalent model

[J]. Constr. Build. Mater., 2023, 377: 131080

DOI      URL     [本文引用: 1]

Li Z L, Shang X B, Huang J D, et al.

Electric circuit design in EIS for metal corrosion system with coating defects

[J]. Corros. Protect., 2013, 34: 52

[本文引用: 1]

李自力, 尚兴彬, 黄敬东 等.

带涂层缺陷金属EIS研究中等效电路的设计

[J]. 腐蚀与防护, 2013, 34: 52

[本文引用: 1]

Xiong X L, Yang H C, Zhang N, et al.

Combined effect of cathodic potential and calcareous deposits on hydrogen evolution and permeation in Q460 steel

[J]. Inter. J. Hydrogen Energy, 2024, 79: 1227

DOI      URL     [本文引用: 1]

Zheng Z Y, Feng Y X, Song Q F, et al.

Effectiveness of cathodic protection on rotating test-piece of Q345B steel in artificial seawater

[J]. J. Chin. Soc. Corros. Protect., 2025, 45: 927

[本文引用: 1]

郑中逸, 冯毅翔, 宋沁峰 等.

转动条件下Q345B钢在人工海水中阴极保护效果试验研究

[J]. 中国腐蚀与防护学报, 2025, 45: 927

DOI      [本文引用: 1]

鼓型滤网等转动设备的阴极保护的效果受转动参数影响，本文采用试验装置模拟转动条件，考虑保护电位、占空比、转动频率等参数开展阴极保护效果的正交试验。结果表明：随着转动频率由0.010 r/d增大到0.020 r/d，阴极保护的保护度呈现先升高后降低的规律，在频率为0.015 r/d时保护效果最好，保护度高达90.67%，这与腐蚀产物的形态和流速有关；随着占空比由0.25增大到0.75，阴极保护的保护度逐渐增大；对于保护电位来说，当设定的保护电位由-0.80 V负向增加到-1.25 V (vs. SSC)，阴极保护的保护度由12.43%增大到90.67%，这可能和阴极极化产物CaCO<sub>3</sub>和Mg(OH)<sub>2</sub>的占比有关系，当CaCO<sub>3</sub>占比低而Mg(OH)<sub>2</sub>占比高时，钙质沉积层更加紧密，阴极保护效果越好。

/

〈 〉


版权所有 © 2017 《中国腐蚀与防护学报》编辑部　
地址: 沈阳市文化路72号, 中国科学院金属研究所(110016)
电话: +86-024-23971318，024-23971819　E-mail: jcscp@imr.ac.cn
本系统由北京玛格泰克科技发展有限公司设计开发 技术支持：support@magtech.com.cn