梁 宇

(1. 貴州電力科學(xué)研究院,貴陽 550007;2. 貴州大學(xué) 材料與冶金學(xué)院,貴陽 550025;3. 貴州大學(xué) 高性能金屬結(jié)構(gòu)材料與制造技術(shù)國家地方聯(lián)合工程實驗室,貴陽 550025)

貴州地處云貴高原東北側(cè),平均海拔1 100 m,在冬季風(fēng)盛行時,北方南下的冷空氣受到高原地形的阻擋,形成貴州最主要的災(zāi)害性天氣——凝凍,貴州出現(xiàn)凝凍的次數(shù)居全國首位。自2008年初,貴州、湖南等地區(qū)發(fā)生特大凝凍災(zāi)害后,直流融冰技術(shù)及裝置開始在全國推廣[1],該技術(shù)通過對特定線路施加上千安培的直流電流,迫使線路升溫而實現(xiàn)融冰,相比交流融冰技術(shù),直流融冰技術(shù)所施加的電壓較小,可大幅提高了融冰過程的安全性與經(jīng)濟性[2]。

鋼芯鋁絞線(ACSR)是我國高壓輸電線路的主要導(dǎo)體材料[3-5],鋼芯鋁絞線由外部的鋁線通過絞合方式纏繞在鋼芯周圍,鋼芯主要起增加強度的作用,鋁絞線主要起傳送電能的作用。由于輸電線路懸空,ACSR的腐蝕程度可參照當(dāng)?shù)氐拇髿飧g數(shù)據(jù)[6-9]。但是,當(dāng)凝凍災(zāi)害發(fā)生時,輸電線路上覆蓋著冰層,冰層的最大厚度可達到30 mm左右[2,10]。融冰時,冰層由內(nèi)向外融化,線纜在短時間內(nèi)處于溶液浸泡狀態(tài),如圖1所示。由于融冰電流一般超過1 000 A[1-2],較高的直流電流使線路的前端與后端之間產(chǎn)生較高的IR降,這會導(dǎo)致冰殼內(nèi)的液化層產(chǎn)生不可忽視的支路電流,加速ACSR腐蝕。

圖1 直流融冰過程中電纜腐蝕環(huán)境示意圖Fig.1 Schematic of corrosion environment in DC ice-melting

電纜是良導(dǎo)體,其阻抗遠遠低于支路阻抗,依據(jù)并聯(lián)電路分流原理,僅有極少比例的電流會進入支路。但是,融冰電流高達上千安培,即使支路電流僅為主線電流的百萬分之一,其值也可達到1 mA。根據(jù)法拉第定律[11],該電流強度可使1 cm2的鍍鋅層以1.7 μm/h的速率溶解,因此 20 μm厚的鋼芯鍍鋅層可在12 h之內(nèi)完全以電解形式溶解。

目前,關(guān)于ACSR腐蝕的報導(dǎo)主要集中在沿海地區(qū)、工業(yè)大氣等惡劣環(huán)境中的腐蝕[6,12],并未涉及直流融冰強電流導(dǎo)致的電解腐蝕現(xiàn)象?？紤]到直流融冰過程的高強電流,一旦電纜局部腐蝕加速,將會導(dǎo)致災(zāi)難性后果。因此,本工作將鍍鋅鋼絲替代ACSR作為試驗材料,采用大直流電流發(fā)生器為電流源,在環(huán)境箱內(nèi)模擬鍍鋅鋼絲的直流融冰過程,研究強直流電對鍍鋅鋼絲腐蝕造成的影響,結(jié)合多階網(wǎng)絡(luò)電路計算,探討了大直流融冰可能導(dǎo)致腐蝕加速的影響因素。

1 試驗

1.1 試驗材料

試驗材料為貴州鋼繩股份有限公司生產(chǎn)的φ2.5 mm 熱鍍鋅鋼絲(鋼絲為70鋼),鍍鋅層厚度約為20 μm,材料的化學(xué)成分如表1所示。

表1 70鋼的化學(xué)成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Chemical composition of 70 steel (mass fraction) %

1.2 試驗方法

本研究將分為兩個部分進行試驗:第一部分為鍍鋅鋼絲的電化學(xué)測試,旨在通過極化曲線和電化學(xué)阻抗方法獲得鍍鋅鋼絲在腐蝕環(huán)境中的基本電化學(xué)性能,作為網(wǎng)絡(luò)電路模型計算所需的初始化參數(shù);第二部分為大直流電流腐蝕加速試驗,通過模擬直流融冰過程,觀察鍍鋅鋼絲在直流電導(dǎo)通狀態(tài)下的腐蝕行為,驗證網(wǎng)絡(luò)電路模型的計算結(jié)果。

1.2.1 電化學(xué)測試

選用φ2.5 mm長度150 mm的熱鍍鋅鋼絲作為工作電極,用熱縮管套住鋼絲,接縫處用硅膠密封,暴露約1 cm2工作面積,如圖2所示。將工作電極置于3.5%(質(zhì)量分數(shù),下同)NaCl溶液中進行電化學(xué)測試,測試儀器為武漢科思特CS350電化學(xué)工作站。采用飽和甘汞電極(SCE)為參比電極,環(huán)狀不銹鋼網(wǎng)(環(huán)抱整個工作電極,確保工作電極電流分布均勻)為輔助電極。極化曲線掃描電位范圍為-1.2～ 0.3 V,掃描速率為0.5 mV/s。電化學(xué)阻抗測量在開路電位(OCP)下進行,激勵正弦波振幅為10 mV,頻率范圍為0.01 Hz～100 kHz。

圖2 鍍鋅鋼絲電極示意圖Fig.2 Schematic of electrode of galvanized steel wire

1.2.2 大直流電流腐蝕加速試驗

采用PVC管制作專用的長條形電解池,將φ2.5 mm長度500 mm的熱鍍鋅鋼絲試驗電極彎成U型,置于電解池中,如圖3所示。浸沒區(qū)域長度為300 mm,彎折端采用熱縮管絕緣,并在連接部位采用703硅橡膠進行密封。

電解池整體置于高低溫交變濕熱試驗箱中,設(shè)定箱內(nèi)溫度為-5 ℃以模擬氣候環(huán)境。直流發(fā)生器線纜由環(huán)境箱預(yù)留孔穿入,采用螺栓將鍍鋅鋼絲直接壓接到線纜銅鼻子上,以降低接觸電阻。

配制3.5% NaCl溶液作為試驗溶液備用,待上述裝置安裝完成后,開始向電解池內(nèi)注入溶液,直至鍍鋅鋼絲完全浸沒。開啟大直流電流發(fā)生器,設(shè)定直流電流強度為80 A,開始計時并觀測鍍鋅鋼絲表面變化。其中,80 A的電流設(shè)定是根據(jù)單根鋼絲在LGJ-240型(24股鋁線、7股鋼線)鋼芯鋁絞線中所占流通截面積的比例(1/31)確定的。當(dāng)整根線纜的融冰電流為2 500 A[2]時,單根鋼絲上流經(jīng)的電流為總電流的1/31,概算取整為80 A。

圖3 直流融冰裝置示意圖Fig.3 Schematic of DC ice -melting device

2 結(jié)果與討論

2.1 鍍鋅鋼絲基本電化學(xué)性能

鍍鋅鋼絲在3.5% NaCl溶液中的極化曲線如圖4所示。可以看出,當(dāng)極化電位進入陽極區(qū)后,鍍鋅層表現(xiàn)出極高的陽極活性[13],說明在微弱的陽極極化作用下,鍍鋅層即刻發(fā)生劇烈的陽極溶解;當(dāng)電位正移至-0.83 V附近時,陽極電流的增長速率減緩,表現(xiàn)出受擴散步驟控制的電化學(xué)特征,極限擴散電流密度逼近0.1 A/cm2;當(dāng)電位高于-0.55 V時,電流急劇下降,隨后再度上升,說明主導(dǎo)陽極電流的動力學(xué)機制已發(fā)生改變,鍍鋅層已完全溶解,鋼基體暴露出來,表現(xiàn)為鐵的陽極極化規(guī)律[14]。極化完成后,取出電極,可見鋼絲表面的鍍鋅層已完全溶解,只留下鋼基體。

在3.5% NaCl溶液中,分別對鍍鋅層溶解前后的鍍鋅鋼絲進行電化學(xué)阻抗測試,結(jié)果如圖5?？梢钥闯觯哄冧\層完好時,阻抗譜表現(xiàn)為兩個時間常數(shù),說明鍍鋅鋼絲存在雙層結(jié)構(gòu)[15-16];而當(dāng)鍍鋅層完全脫溶后,阻抗譜表現(xiàn)為單時間常數(shù),總阻抗大幅降低至150 Ω·cm2左右,縮小了近5倍。據(jù)此,可確定鍍鋅鋼絲在當(dāng)前環(huán)境中的極化電阻Rp為100～800 Ω·cm2,溶液電阻Rs為5～20 Ω·cm2。

2.2 大直流電流腐蝕加速試驗結(jié)果

大直流電流腐蝕加速試驗中,通電約5 min后,鍍鋅鋼絲線纜溫度上升,在線路的正極端,逐漸出現(xiàn)了鍍鋅層脫落現(xiàn)象。當(dāng)通電時間達到3 h后,停止試驗,采用萊卡M60體式顯微鏡,拍攝兩端及中段宏觀形貌如圖6所示。

圖4 鍍鋅鋼絲在3.5% NaCl溶液中的極化曲線Fig.4 Polarization curve of galvanized steel wire in 3.5% NaCl solution

(a) Nyquist圖

(b) Bode圖(模)

(c) Bode圖(幅角)圖5 鍍鋅鋼絲在3.5% NaCl溶液中鍍鋅層溶解前后的電化學(xué)阻抗譜Fig.5 EIS of galvanized steel wire in 3.5% NaCl solution before and after dissolution of zinc coating: (a) Nyquist plots; (b) Bode plots (modulus); (c) Bode plots (phase angle)

由圖6可以看出:在鍍鋅鋼絲正極端,出現(xiàn)了明顯的鍍鋅層剝落現(xiàn)象,而在鋼絲的負極端,鍍鋅層仍然存在,但出現(xiàn)了直徑約0.1 mm的孔洞。顯然,在直流通電過程中,右側(cè)正極端電位始終高于左側(cè)負極端電位,當(dāng)正極端與負極端通過溶液介質(zhì)構(gòu)成支路后,兩極發(fā)生電解作用:正極端作為陽極,發(fā)生腐蝕;而負極端作為陰極,受到保護。但因為較強的陰極極化作用,出現(xiàn)了過保護現(xiàn)象,鋼絲表面析出氫氣,造成了表面損傷。同時,從其宏觀形貌可以看出,鍍鋅層的溶解主要集中在正極端失去絕緣層保護后最初接觸電解液的端口處,并未引起整個浸沒鋼絲右側(cè)正極半段表面出現(xiàn)大面積的鍍鋅層脫落,這種現(xiàn)象需要在以下討論部分采用網(wǎng)絡(luò)電路模型進一步解釋。

(a) 負極

(b) 中段

(c) 正極圖6 通電3 h后鍍鋅鋼絲表層形貌Fig.6 Surface morphology of galvanized steel wire electrified for 3 h: (a) negative side; (b) middle section; (c) positive side

將兩端鍍鋅鋼絲切割取樣后,得到SEM形貌如圖7所示。可以看出,在鋼絲的負極端,出現(xiàn)了大量直徑約為100 μm的凹坑,凹坑較為平坦,未向縱深方向深入,且分布區(qū)域較廣,結(jié)合強直流電流通過時的電場分布,可以認為,負極端由于受到強烈的陰極極化而到達了析氫電位,最終導(dǎo)致氫氣析出而造成了表面損傷;鋼絲的正極端存在明顯的鍍鋅層剝落現(xiàn)象,這與宏觀觀察的結(jié)果保持一致。

2.3 討論

通過試驗結(jié)果可以證明,當(dāng)導(dǎo)體浸泡于溶液層中時,溶液層可作為電流支路而導(dǎo)通,引起線路兩端不同程度的腐蝕損傷。但同時也發(fā)現(xiàn),直流電通過時,導(dǎo)線向溶液層中流出的支線電流分布尚不清楚,影響腐蝕行為的因素亦不明朗。而且,由于導(dǎo)線是連續(xù)導(dǎo)體,與覆冰層長距離接觸,采用簡單的并聯(lián)電路并不能解釋電流的分布情況。因此,本工作提出了一種多階網(wǎng)絡(luò)電路模型,分別對覆冰層線路長度D、鍍鋅層極化電阻Rp,溶液電阻Rs三個關(guān)鍵因素進行調(diào)控,探討了其在直流融冰過程中對腐蝕的影響規(guī)律。

2.3.1 多階網(wǎng)絡(luò)電路模型

參考文獻[17]建立了一種多階網(wǎng)絡(luò)電路模型,如圖8所示。圖中,RL為φ2.5 mm鋼絲單位距離(1 cm)的線阻(Ω);Rp為單位面積(1 cm2)鍍鋅層的極化電阻,經(jīng)面積折算后,與RL量綱相同;Rs為單位距離(1 cm)覆冰層的溶液電阻,經(jīng)面積折算后,與RL量綱相同。k為多階網(wǎng)絡(luò)電路的階數(shù)?，F(xiàn)對其做以下假定。

(a) 負極,低倍(b) 負極,高倍(c) 正極,低倍(d) 正極,高倍圖7 通電3 h后鍍鋅鋼絲兩端的SEM形貌Fig.7 SEM morphology of negative side (a,b) and negative side (c,d) of galvanized steel wire electrified for 3 h at low and high magnifications

圖8 融冰過程多階網(wǎng)絡(luò)電路模型示意圖Fig.8 Schematic of multi-order network circuit in melting ice process

(1)RL遠小于Rp與Rs,初始設(shè)定RL=2×10-4Ω,Rp=10 Ω,Rs=10 Ω。其中,RL的初始設(shè)定值按式(1)計算。

RL=ρl/S

(1)

式中:ρ為導(dǎo)線的電阻率,此處參考鐵的電阻率9.78×10-8Ω·m;l為導(dǎo)線的長度,此處取1 cm;S為導(dǎo)線橫截面的面積,直徑2.5 mm導(dǎo)線的橫截面面積為4.91 mm2。

(2)k每增加1階,即增加一個以Rs-Rp-RL構(gòu)成的閉合回路作為擴展單元,代表覆冰層所涉及的線纜長度增加1 cm。

(3) 節(jié)點A為覆冰層的起點,節(jié)點B為覆冰層的終點,當(dāng)階數(shù)增加時,恒流源的負極始終與B點相連,AB點間電位差記為U。

上述電路具有2k-1個獨立節(jié)點,與k+1個回路(+1為電源回路),根據(jù)電路基爾霍夫定律,共可列出2k-1個節(jié)點電流方程(KCL)與k+1個回路電壓方程(KVL),必可解出3k個支路電流的解析表達式,由于循環(huán)單元可控,借助Matlab軟件的符號運算功能,可完成對多階電路的電流解析解運算。

以四階電路為例,根據(jù)基爾霍夫定律,四階電路共計7個獨立節(jié)點,5個回路,可列出12個方程,12個電流變量。

節(jié)點電流KCL方程為

P1:I-I1-I2=0

(2)

P3:I1+I3-I4=0

(3)

P4:I2-I3-I5=0

(4)

P5:I4+I6-I7=0

(5)

P6:I5-I6-I8=0

(6)

P7:I7+I9-I10=0

(7)

P8:I8-I9-I11=0

(8)

回路電壓KVL方程為

(Rp+Rs)I1-RLI2-RpI3=0

(9)

RpI3+RsI4-RLI5-RpI6=0

(10)

RpI6+RsI7-RLI8-RpI9=0

(11)

RpI9+(Rs+Rp)I10-RLI11=0

(12)

RLI2+RLI5+RLI8+RLI11=U

(13)

通過上述非齊次線性方程組,可整理為電流變量的系數(shù)陣與解的增廣矩陣,見式(14)。

根據(jù)克萊姆法則,可依次求解得到各個電流的解析表達式為

(15)

(16)

按照本工作的需求,各Rp支路上的電流(I1,I3,I6…Ik-3)是需要獲得的關(guān)鍵解,在獲得解析表達式的基礎(chǔ)上,將RL,Rp,Rs的設(shè)定值代入,即可求得各支路電流的具體數(shù)值。

對多階網(wǎng)絡(luò)電路的矩陣進行歸納時可以看出:每增加1階,會同時增加2個節(jié)點電流方程,與1個回路電壓方程,如矩陣中虛線框所示,相同的表達式重復(fù)出現(xiàn),具有規(guī)律性,基于此循環(huán)單元,可通過Matlab等軟件實現(xiàn)矩陣的無限擴展,最終實現(xiàn)多階矩陣的自動生成與計算。

2.3.2 覆冰層線路長度對電流分布的影響

基于上述模型,當(dāng)電路的階數(shù)k增加時,相當(dāng)于覆冰層線路的長度增加,通過提取圖8電路所有Rp支路上的電流,可以得出鋼絲上各位置流出或流入電流的分布,如圖9(a)所示。顯然,根據(jù)電流平衡,電流在覆冰層前端以陽極電流形式流出,必然在覆冰層末端以陰極電流形式流入?？梢钥闯?陽極電流集中分布于覆冰層前端,越靠近中心區(qū)域,電流會迅速衰減,直至在中心區(qū)域趨近于0。越過中心后,電流極性轉(zhuǎn)變?yōu)殛帢O電流,直至覆冰層末端的陰極電流達到最大。

對Rp支路電流求取絕對值,得到如圖9(b)所示結(jié)果。結(jié)果表明:隨著覆冰層線路長度的延長,前端電流的分布曲線幾乎重合,末端電流的分布也與前端電流對稱。這表明當(dāng)覆冰層線路延長時,覆冰層兩端的電勢差U會因線阻RL增加而提高,導(dǎo)致極化電流提高,即極化電流與覆冰層鋼絲長度呈正比。但當(dāng)線路進一步延長時,電勢差的提高卻并沒有導(dǎo)致極化電流顯著上升,而是逼近極限。分析發(fā)現(xiàn),主線線阻k×RL增加的同時,支線溶液電阻k×Rs也隨k同步增加,導(dǎo)致了支路分流逼近極限。在現(xiàn)實情況下,覆冰層線路長度可能長達數(shù)千米,千安級別的直流融冰電流必然導(dǎo)致覆冰層兩端產(chǎn)生較高的電勢差。但是支路電流的強度既取決于覆冰層兩端的電勢差,也取決于覆冰層內(nèi)部的傳質(zhì)電阻,當(dāng)覆冰層線路足夠長時,支路電流不隨覆冰層延長而顯著增強。

(a) 支路電流實際值

(b) 支路電流絕對值圖9 Rp支路電流隨階數(shù)k的變化Fig.9 Change of branch current of Rp with k:(a) actual values; (b) absolute values

但是,需要注意的是,電流分布曲線表明,覆冰層前端的電流遠遠大于中心區(qū)域電流,電流呈指數(shù)規(guī)律衰減。這說明線纜在剛接觸溶液的端口處,產(chǎn)生強烈的局部腐蝕加速,這與圖6觀察到的試驗結(jié)果保持一致。

2.3.3 鍍鋅層極化電阻與溶液電阻對極化電流分布的影響

既然覆冰層長度的變化不能改變支路電流的分布規(guī)律,則鍍鋅層極化電阻Rp與溶液電阻Rs是控制鍍鋅鋼絲腐蝕行為的關(guān)鍵因素。鍍鋅層逐步溶解與脫落,意味著Rp逐漸減小,融冰層內(nèi)介質(zhì)成分的改變,同樣會引起Rs波動。通過設(shè)定不同的Rp與Rs參數(shù),可得到如圖10所示結(jié)果。從圖10中可以看出,提高Rp與Rs取值,會降低各支路電流和總電流強度,但兩者對支路電流分布的影響規(guī)律,卻截然不同。

(a) Rp=10～1 000 W, Rs=10 W

(b) Rp=10W, Rs=10～1 000 W圖10 不同條件下Rp支路的電流分布Fig.10 Distribution of branch current of Rp under different conditions

由圖10(a)可見,隨著Rp提高,線路兩端的極化電流呈下降趨勢,但靠近中心區(qū)域的支路分流卻逐漸上升,電流分布趨于平均化。這說明提高鍍鋅層的極化電阻,將有利于降低支路電流強度,減弱覆冰層兩端的局部腐蝕傾向;但同時說明,一旦鍍鋅鋼絲出現(xiàn)鍍鋅層腐蝕即降低Rp，將會引起電流分布向覆冰層兩端集中,造成端部區(qū)域加速溶解,引起Rp進一步減小,增強局部腐蝕,構(gòu)成惡性循環(huán),最終可能會引起覆冰層端部區(qū)域快速“縮徑”,線纜斷裂等惡性后果。

由圖10(b)可見,Rs變化對支路電流的影響較為線性,隨著Rs提高,每個區(qū)域的支路電流呈整體下降趨勢,并未出現(xiàn)局部區(qū)域電流升高的現(xiàn)象。顯然,在網(wǎng)絡(luò)電路中Rs為支路電流橫向傳遞的電阻,它不會影響到各Rp支路電流的分布,只會影響電流在融冰介質(zhì)中的流通阻力,因此表現(xiàn)為整體下降趨勢;但同時看出,與Rp相較,Rs對支路電流的抑制作用更為明顯,在相同的阻值設(shè)定下(Rs=100 Ω,Rp=10 Ω；Rp=100 Ω,Rs=10 Ω),改變Rs得到的支路電流遠低于改變Rp得到的支路電流?，F(xiàn)實條件下,融冰層的介質(zhì)電阻主要取決于雨雪成分以及環(huán)境污染物狀況,當(dāng)融冰層內(nèi)出現(xiàn)大量離子成分時,將會顯著加劇線路的融冰腐蝕傾向。

3 結(jié)論

(1) 通電導(dǎo)線在穿過融冰溶液環(huán)境時,會出現(xiàn)一定程度的電解腐蝕損傷,在正極端會出現(xiàn)陽極腐蝕,在負極端會出現(xiàn)析氫損傷,并且腐蝕損傷的位置集中在導(dǎo)線接觸溶液的端口,局部腐蝕加速效應(yīng)明顯。

(2) 通過多階網(wǎng)絡(luò)電路模型計算得到:融冰層內(nèi)的支線電流不隨覆冰層線路的延長而無限加強;鍍鋅鋼絲極化電阻Rp的減小會導(dǎo)致支線電流向覆冰層端部集中,加劇局部腐蝕。