隨著中國經(jīng)濟的蓬勃發(fā)展，能源和交通運輸行業(yè)得到了快速的發(fā)展，越來越多的油氣管道和城市軌道交通建成并投入使用。截至2016年底，我國境內在役油氣管道總里程累計約12.6萬公里;而截止到2016年，我國已有27個城市開通地鐵，投運長度達3000公里，據(jù)估計到2020年，全國地鐵運行總里程將達到6000 km。

城市軌道交通運輸系統(tǒng)，如地鐵或輕軌，一般采用直流牽引，走行軌回流，軌道不可能完全對地絕緣，不可避免會有電流從走行軌泄入大地，形成雜散電流，對周邊埋地油氣管道等金屬構件造成干擾。雜散電流的大小和分布與變電所的位置、饋電區(qū)段、負荷分擔狀態(tài)、負荷電流、回歸線電阻以及鋼軌對地過渡電阻等因素有關，土壤電導率對其也有較大的影響，隨著列車不斷運行，雜散電流的分布隨時間而變化。因此，動態(tài)的波動特征成為軌道交通對油氣管道干擾的典型特征。隨著我國城市軌道交通運輸及油氣管道事業(yè)的發(fā)展，埋地管道動態(tài)直流雜散電流干擾問題日益嚴重。由地鐵動態(tài)雜散電流導致腐蝕的案例在國內外也有較多報道：北京地鐵第一期工程投入運營數(shù)年后，其主體結構鋼筋發(fā)生嚴重腐蝕，隧道內水管腐蝕穿孔，僅東段部分區(qū)段更換穿孔水管54處[4];天津地鐵也存在著水管被雜散電流腐蝕蝕穿的情況。上海密集的地鐵對沿線埋地油氣管道產生了嚴重的雜散電流干擾，地鐵2#線世紀大道沿線地下的DN300燃氣鋼管在2008年之前已發(fā)生近10次腐蝕泄漏事故，造成了很大的經(jīng)濟損失和社會負面影響。上海天然氣主干網(wǎng)在2011年7月進行防腐層檢測修復過程中，發(fā)現(xiàn)管道遭到嚴重雜散電流腐蝕現(xiàn)象，最大缺陷深度5.1 mm,金屬損失為壁厚的53.7%。廣州燃氣公司統(tǒng)計了每年中壓管網(wǎng)的腐蝕搶修量，1999年地鐵開通后，中壓管網(wǎng)的腐蝕搶修量激增，且一直處于高發(fā)狀態(tài)。香港地鐵曾因泄漏雜散電流而引起煤氣管道腐蝕穿孔，造成煤氣泄漏事故。在國外，如美國、加拿大和俄羅斯等國也存在地鐵雜散電流腐蝕的問題。Zakowski等報道了Krakow市一條DN300輸水管道發(fā)生動態(tài)直流雜散電流干擾腐蝕的案例，管道由于機械劃傷造成的4 cm寬，幾十厘米長的露管，其上布滿了不同直徑的圓形腐蝕坑，管道剩余壁厚僅50%,該條管道與有軌電車和鐵路均有并行交叉，通過同步監(jiān)測管地電位和管軌電位，該處異常腐蝕被確認為是動態(tài)直流雜散電流干擾引起的腐蝕，開挖坑位置測得的電位明顯偏正，為雜散電流的集中流出區(qū)域。動態(tài)直流雜散電流干擾不僅可能會使埋地管道發(fā)生腐蝕，此外動態(tài)直流雜散電流還會干擾陰極保護系統(tǒng)的正常運行，使犧牲陽極系統(tǒng)發(fā)生極性逆轉，降低犧牲陽極的電流效率，致使管道得不到有效的防腐保護，威脅管道安全運營。但由于城市軌道交通雜散電流的動態(tài)波動特征，為其有效測試、評估和防護帶來較大的困難，目前國內外對于動態(tài)直流干擾下的腐蝕機制尚沒有清晰的認識，同時適用于動態(tài)直流干擾的有效評判與防護標準也有待進一步完善。

隨著越來越多的軌道交通和管道的建成并投入使用，開展動態(tài)直流雜散電流對埋地金屬管道干擾的研究，這對于管道的安全運行具有重要的借鑒和指導意義。國內外的研究人員對動態(tài)雜散電流干擾也做了較多工作，但大多數(shù)僅僅局限于雜散電流產生原因、危害以及檢測和防護方法的基本介紹，在動態(tài)雜散電流干擾腐蝕規(guī)律以及機理等方面缺乏深入的研究。本文介紹了當前動態(tài)直流雜散電流干擾的腐蝕規(guī)律、機理研究以及腐蝕評判標準方面的研究現(xiàn)狀，并對動態(tài)直流雜散電流干擾腐蝕的研究方向進行了展望。

1 動態(tài)直流雜散電流干擾腐蝕規(guī)律研究

1.1 腐蝕規(guī)律研究

軌道交通對金屬管道造成的動態(tài)直流干擾，與穩(wěn)態(tài)直流電流干擾不完全相同。由于列車本身處于不斷運行的狀態(tài)，多輛列車在鐵軌沿線各站間啟動、運行和制停，加上雜散電流受環(huán)境因素影響很大，因此地鐵動態(tài)雜散電流的重要特點之一是其處于劇烈的動態(tài)波動狀態(tài)。

針對雜散電流干擾腐蝕規(guī)律的研究，大部分研究者實驗設計采用的是恒流輸出模式，只考慮了單一方向電流 （流入或流出） 的影響。

曹阿林等設計模擬實驗臺，采用埋地金屬管線為實驗對象，研究土壤電阻率、金屬管線埋地深度和水平凈距、金屬管線涂層破損率和對地電位等因素與雜散電流密度的關系，結果表明，在外加電流相同情況下， 埋地金屬管道中雜散電流隨著土壤電阻率、埋地深度、與電阻絲水平凈距的增大而減小，隨著管道涂層破損率的增大而增大。

高書君等采用自行設計的雜散電流模擬裝置，測試了距離雜散電流源不同距離的純鋅、純銅和鋅/銅耦接結構在陜北土壤模擬溶液中的電位和腐蝕電流，并結合電化學阻抗譜對接地材料腐蝕行為進行分析，研究發(fā)現(xiàn)接地材料純鋅表面存在明顯的由陰極區(qū)向陽極區(qū)的過渡，陽極區(qū)的試樣腐蝕嚴重；純銅表面發(fā)生電化學反應的阻抗明顯高于純鋅，在存在雜散電流的介質中具有更好的耐蝕性；鋅作為犧牲陽極與純銅接地材料耦接后，會使純銅表面電位整體負移，原來位于雜散電流流出區(qū)域的純銅也進入陰極區(qū)受到保護。

王燕等研究了不同雜散電流作用下涂層破損率對Q235、16Mn和X70鋼腐蝕的影響，發(fā)現(xiàn)隨著雜散電流增大和涂層破損率減小，腐蝕速率和腐蝕坑深度均相應增大，同時利用了分形維數(shù)來定量表征雜散電流腐蝕形貌，反映的腐蝕規(guī)律與實測腐蝕速率吻合，分形維數(shù)可以對雜散電流腐蝕形貌進行定量表征。

王力偉等研究了雜散電流密度、土壤電導率和土壤酸堿度對Q235管線鋼的腐蝕影響，并重點研究了腐蝕形貌的分形特征及腐蝕速率與分形維數(shù)的相互關系，結果表明Q235管線鋼雜散電流腐蝕形貌具有分形特征，分形維數(shù)與腐蝕速率成近似指數(shù)關系，利用分形維數(shù)可對Q235管線鋼腐蝕程度作出定量評價；雜散電流密度對分形維數(shù)和腐蝕速率影響最大，分形維數(shù)隨著雜散電流密度增加呈指數(shù)增大，隨著土壤電導率增大和pH降低呈現(xiàn)出微小增加趨勢。

Qian等研究了X52管線鋼分別在電流流出區(qū) （陽極） 和電流流入?yún)^(qū) （陰極） 不同電流密度下電位和pH的變化，表明雜散電流在陽極區(qū)對管道加速腐蝕的影響 （電位正向偏移，pH值變小），以及在陰極區(qū)提供陰極保護的作用 （電位負向偏移，pH值增大）。

Xu等搭建了地鐵雜散電流干擾模擬試驗裝置，測試了不同干擾參數(shù)下，如電極間距 （模擬地鐵牽引站不同間距）、并行長度和埋設深度、土壤電阻率、電源電壓，鋼筋和管道的極化電位的變化，獲得不同干擾參數(shù)和腐蝕嚴重程度的關系非線性曲線。

也有部分研究者考慮了地鐵雜散電流干擾的動態(tài)特征，分別利用正向脈沖或低頻正旋波干擾進行了實驗設計。

王新華等通過在實驗室搭建動態(tài)雜散電流加速腐蝕實驗平臺，采用信號發(fā)生器和功率放大器模擬地鐵雜散電流，對不同脈沖電壓干擾下管道涂層破損處電流和管地電位變化規(guī)律進行了研究，同時研究了不同干擾參數(shù)對金屬腐蝕速率的影響，試驗結果表明，動態(tài)雜散電流越大，管地電位波動范圍越大；土壤酸堿度與雜散電流變化頻率對管體腐蝕速率影響較小，雜散電流密度對管體腐蝕速率的影響最大，土壤電導率次之；同時發(fā)現(xiàn)在外部環(huán)境因素穩(wěn)定的情況下，由于管體腐蝕表面附著的腐蝕產物形成鈍化層，雜散電流呈現(xiàn)緩慢下降的趨勢，緩減了管體腐蝕態(tài)勢。

張玉星等根據(jù)實際中地鐵雜散電流干擾特點設計了模擬實驗裝置，對不同脈沖電壓干擾下金屬腐蝕速率進行了研究，同時考慮了一定周期下雜散電流作用時間對腐蝕的影響，結果表明干擾電壓越大，腐蝕速率越大；每周期干擾持續(xù)時間越長，腐蝕失重越大；同時短干擾時間大電流密度的腐蝕失重比長干擾時間小電流密度的腐蝕失重小，表明實際中的地鐵雜散電流如果僅用電位波動范圍來判定腐蝕的嚴重程度是遠遠不夠的，還與地鐵運行快慢， 流入地下的雜散電流大小以及頻率有關。

Huo等研究了低碳鋼在不同環(huán)境介質中一定陰保條件 （-0.85 VCSE） 下施加1 min周期正旋波電位波動 （±250 mV） 的腐蝕影響，在近中性的溶液環(huán)境中電流波動范圍約±10 mA,試樣表面發(fā)生的是均勻腐蝕 （約1 mm/a）；在控制pH值的溶液環(huán)境中，利用陰離子交換膜隔開工作電極和對電極，使得碳鋼試樣表面的pH值穩(wěn)定在9~10,電流波動范圍約-3~1 mA,試樣平均腐蝕速率約0.07 mm/a,同時掃描電鏡顯示試樣邊緣存在部分點蝕狀坑深約34 μm;砂加NaCl溶液環(huán)境中電流波動范圍約-5.5~0.1 mA,試樣腐蝕速率進一步降低，酸洗后的試樣在掃描電鏡下發(fā)現(xiàn)部分點蝕狀坑深約29 μm。

以上介紹的動態(tài)直流干擾腐蝕規(guī)律研究主要是在實驗室開展的工作，涉及現(xiàn)場中地鐵雜散電流對于埋地金屬管道腐蝕速率評估的資料也相對較少，大多數(shù)側重于地鐵雜散電流干擾對埋地管道電位的影響，同時缺乏根據(jù)雜散電流干擾參數(shù)對管道實際腐蝕量進行評估的實際案例積累。根據(jù)國家標準SY/T0029-2012《埋地鋼制檢查片應用技術規(guī)范》,采用鋼制檢查片法是評判金屬管道實際腐蝕量的有效方法。

許述劍等采用檢查片法對受雜散干擾的馬鞍山、蕪湖附近管道進行了腐蝕性檢測，根據(jù)陰保檢查片 （與管道相連） 和自然腐蝕檢查片的腐蝕失重來計算保護度，發(fā)現(xiàn)雖然管道通電電位波動-3~0 VCSE,大多數(shù)試驗點的保護度達到85%以上，只有3處試驗點的腐蝕速率高于0.064 mm/a。

李明哲[21]采用埋片法研究了某天然氣埋地管道干線各埋設點保護度和腐蝕速率的差異，陰保檢查片的平均腐蝕速率為0.004 mm/a,自然腐蝕檢查片的平均腐蝕速率為0.059 mm/a,保護度92.39%。

Simon[22]通過埋設檢查片研究了輕軌開通前后對埋地管道的影響，測試了檢查片的流入、流出電流密度，根據(jù)法拉第定律計算流出電流密度對應的腐蝕速率來分析管道腐蝕風險，并適時調整陰保站整流器的輸出，使得檢查片均為受到保護狀態(tài)。

Allahkaram等[23]對受到動態(tài)雜散電流干擾的天然氣管道選擇了干擾嚴重點進行腐蝕檢查片的埋設，同步進行試片電流密度和通電電位的測量，根據(jù)法拉第定律利用所測量的試片流出電流和時間百分比進行腐蝕速率的計算，并與失重法獲得的實際腐蝕速率進行對比，發(fā)現(xiàn)實際腐蝕速率僅為計算腐蝕速率的27%。

戴舒等[24]在深圳供水管道上開展了雜散電流測試和現(xiàn)場腐蝕試驗，通過分析腐蝕檢查片的干擾數(shù)據(jù)和腐蝕速率之間的關系，提出了基于管道電位偏移、流出電流密度以及時間指標的動態(tài)直流雜散電流干擾腐蝕風險評判方法。

綜上，關于地鐵動態(tài)雜散電流腐蝕規(guī)律的基礎性研究仍有待進一步加強，動態(tài)直流雜散電流會對腐蝕速率造成怎樣的影響，能否根據(jù)陽極電流的累計按照法拉第電流定律計算獲得腐蝕速率以及如何根據(jù)動態(tài)干擾參數(shù)來評估實際的腐蝕速率，這些問題都有待深入研究。

1.2 腐蝕機理研究

國內外對于動態(tài)直流雜散電流干擾的腐蝕機理研究較少，大部分采用穩(wěn)態(tài)雜散電流的腐蝕機理來解釋流出電流的陽極腐蝕影響，而交替流入的負向電流對陽極腐蝕過程的影響如何則很少涉及。

譚建紅等采用動電位掃描和恒電流極化法模擬雜散電流，研究了其對土壤環(huán)境中不同鋼材 （A3、16Mn和X70鋼） 的電解腐蝕行為，表征了其腐蝕產物及其表面鈍化膜的形貌，實驗土壤的pH值為6.8,電阻率為20 Ωm,研究結果表明在恒電流陽極極化反應初期鋼發(fā)生陽極溶解過程，待反應達到一定程度后，金屬電極表面生成鈍化膜，陽極極化電壓發(fā)生突躍，鈍化膜的生成與溶解交替過程造成陽極極化電壓的振蕩；但實驗過程中恒電流陽極極化電壓發(fā)生突躍的時間大于25 h （陽極電流密度1 mA/cm2） 和10 h （陽極電流密度2 mA/cm2），這顯然并不符合動態(tài)雜散電流快速波動的周期變化。

Huo等設計了多試片組成的矩陣式線束電極系統(tǒng)，線束電極在一定的陰保水平極化24 h后恒定施加不同的陽極電位偏移量，通過監(jiān)測每一小試片的電流來探測埋地鋼管表面在遭受瞬態(tài)陽極效應時局部點蝕的動態(tài)孕育和發(fā)展，研究表明臨界點蝕時間受環(huán)境因素和陽極瞬時偏移量有關，原因與陽極階躍過程中鈍化膜的破裂有關。

Bertolini等采用外加低電壓直流電模擬雜散電流，研究了混凝土鋼筋在雜散電流干擾下的腐蝕行為，重點分析了雜散電流腐蝕機理及其影響因素和臨界腐蝕條件，表明只有雜散電流通過一定的時間后，在陽極區(qū)由雜散電流引起的腐蝕才會加強，這個時間 （腐蝕萌生時間） 主要取決于陽極的電流密度、氯化物的濃度和電流回路的通斷；當混凝土中不含氯時，腐蝕萌生時間隨著電流密度降低而迅速增加 （10 A/m2電流密度為10 d,1 A/m2電流密度為14個月）；同時氯離子對雜散電流對鋼筋腐蝕有一定促進作用；當電流周期性通斷時，腐蝕萌生時間也隨之迅速增加。

由此可見，已有的研究表明動態(tài)干擾腐蝕過程隨時間發(fā)生變化，環(huán)境因素、動態(tài)干擾電流密度及時間均對腐蝕過程有貢獻，但目前對于動態(tài)干擾電化學反應過程及影響因素作用機制尚沒有清晰的認識。

關于穩(wěn)態(tài)雜散電流的腐蝕機理已經(jīng)很成熟，電流從金屬結構物流出進入電解質，該區(qū)域成為陽極區(qū)發(fā)生電解而腐蝕。而對于地鐵雜散電流干擾，由于雜散電流的動態(tài)波動性，電流的方向和大小隨機變化，在金屬表面相同區(qū)域存在電流的流入和流出，即發(fā)生的金屬界面陰、陽極極化的交替。地鐵雜散電流正負交替周期、振幅的隨機波動性導致了金屬界面相同區(qū)域極化程度與極化時間累計的差異性。盡管在陰陽極交替極化下，金屬的腐蝕并非完全可逆，但陰極電流可能在一定程度上影響陽極過程，進而影響腐蝕速率，因此僅根據(jù)陽極電流的累計進行法拉第電流定律推導腐蝕量顯然是不科學的，從現(xiàn)場埋設腐蝕檢查片的法拉第電流計算腐蝕速率和實際失重腐蝕速率之間存在差異也證實了這一點。雖然也可以借鑒交流干擾腐蝕機理的相關研究，但交流干擾與動態(tài)直流雜散電流干擾在頻率范圍方面具有較大的差異，同時國內外對于交流腐蝕機理的研究仍存在較大的爭議。關于動態(tài)雜散電流干擾腐蝕機理方面，有待更多學者進行深入研究。

2 動態(tài)直流雜散電流干擾判斷指標

目前，國內外均無專門針對軌道交通動態(tài)直流雜散電流干擾的判斷指標，對于直流干擾的評判標準主要是針對穩(wěn)態(tài)直流干擾的，涉及動態(tài)直流干擾的不多。

國家標準GB50991-2014中針對不同情況規(guī)定了直流雜散電流的干擾程度：（1） 管道工程處于設計階段，當管道附近20 m范圍內地電位梯度>0.5 mV/m時，確認存在直流干擾；當管道附近20 m范圍內地電位梯度≥2.5 mV/m時，應進行管道敷設后可能受到的直流干擾影響評估，根據(jù)評估結果預設干擾防護措施。（2） 沒有實施陰極保護的管道，當管地電位相對于自然電位正向或負向偏移>20 mV時，確認存在直流干擾；當任意點的管地電位較自然電位正向偏移≥100 mV時，應采取干擾防護措施。（3） 已投運陰極保護的管道，當干擾導致管道不滿足最小保護電位要求時，應采取干擾防護措施。

澳大利亞標準AS2832.1-2015規(guī)定：記錄足夠長時間下的管道的陰極極化電位，按照埋地金屬受雜散電流極化時間的長短分為短時間極化建筑物和長時間極化建筑物。對短時間極化、涂層性能良好的金屬建筑物而言，電位正于保護準則的時間不應超過測試時間的5%;正于保護準則+50 mV （對鋼鐵構筑物電位為-800 mV） 的時間不應超過測試時間的2%;正于保護準則+100 mV （對鋼鐵構筑物電位為-750 mV） 的時間不應超過測試時間的1%;正于保護準則+850 mV （對鋼鐵構筑物電位為0 mV） 的時間不應超過測試時間的0.2%。對于長時間極化、涂層質量不好的埋地金屬而言，規(guī)定其電位正于保護準則的時間不應超過測試時間的10%。

歐洲標準EN50162-2004針對結構物有無陰極保護進行規(guī)定：（1） 對無陰極保護結構，選擇電位偏移為參考指標，考慮了土壤電阻率及IR降的影響，可接受的管地電位最大正向偏移值見表1;（2） 對有陰極保護結構，當干擾導致管道消除IR降電位超出保護電位范圍之外時，干擾不可接受。同時建議可以采用電流探針測試法進行干擾可接受程度的評判。一般持續(xù)24 h測試探針的電流 （陰極保護電流和雜散電流的結果），并定義管道不受波動的雜散電流干擾的時候 （如晚上，Period A），測試管道陰極保護相應的探針電流為100% （基組值）。確定包含探針電流相對于基準值降幅最大的時間段 （即具有最正電位波動的時間段，Period B）。統(tǒng)計探針電流低于基準值不同百分比的累積持續(xù)時間，超過表2中相應的最大可接受程度則表明存在高腐蝕危險。

Zakowski等對軌道交通系統(tǒng)泄漏雜散電流的24 h變化規(guī)律進行了研究，在大量實驗的基礎上提出了以管地電位偏移基準電位概率為計算基準的不對稱系數(shù)評價雜散電流影響的大小，其中基準電位 （無外電流極化時的腐蝕狀態(tài)） 可以由管地電位和管軌電位之間的線性關系進行外推至管軌電位為零時獲得，不對稱系數(shù)β的計算見式 （1），根據(jù)不對稱系數(shù)來評價直流雜散電流干擾的嚴重程度：當不對稱系數(shù)<30%時，管道無干擾腐蝕風險；當不對稱系數(shù)為30%~50%時，管道干擾腐蝕風險中等；當不對稱系數(shù)>50%時，管道干擾腐蝕風險嚴重。進一步的，F(xiàn)reiman根據(jù)管地電位的偏移受到涂層缺陷大小、涂層厚度和土壤電阻率等到影響，根據(jù)簡化模型并假定界面電流全部流經(jīng)極化電阻，得出流經(jīng)界面電流大小與管地電位偏移量的關系式，而流經(jīng)界面的電流與腐蝕量有關，在可接受最大腐蝕速率一定的情況下，可以得出不同不對稱系數(shù)情況下最大電位偏移量的限值。

式中，β為不對稱系數(shù)，所測管地電位正向偏離基準電位的概率；TA為測試過程中管地電位正向偏移基準電位的時間，s;T為管地電位測試總時間，s;E為測試的管地電位，V;Es為基準電位，V; NEi>EsNEi>Es 為管地電位正向偏移基準電位的采樣數(shù)；N為測試時間段內采樣總數(shù)。

國內標準對于管道設計階段和無陰極保護的管道提出分別采用土壤電位梯度和電位偏移對雜散電流干擾強度進行判定，但電位偏移評判指標比較適用于穩(wěn)態(tài)直流雜散電流的干擾情況，對于動態(tài)直流電流干擾，沒有考慮到地鐵雜散電流的動態(tài)波動性，以及管道自然電位在雜散電流干擾情況下難以準確測量；對于實施陰極保護的管道，提出了管道極化電位是否滿足陰極保護標準來評判，而在動態(tài)直流雜散電流干擾情況下，管道極化電位一般利用試片的瞬時斷電來獲得，根據(jù)現(xiàn)場的檢測經(jīng)驗，試片瞬時斷電電位也會發(fā)生波動，部分時刻會出現(xiàn)試片瞬時斷電電位正于最小保護電位的情況，此時如何評判雜散電流的干擾強度，多大范圍內不滿足標準要求的電位數(shù)量和程度可以接受，國內標準中沒有說明。

澳大利亞標準同樣選擇了電位的偏移作為參考指標，綜合考慮了金屬涂層狀態(tài)與干擾時間，將管地電位正于保護電位的時間占測試總時間的比例作為了重要參考點，但該標準是否適用于國內動態(tài)直流雜散電流干擾的評判，同時正于保護準則不同時間百分比導致的腐蝕風險有多大，評判標準是否偏保守，這些都需要進一步研究。

歐洲標準對雜散電流干擾下有無陰極保護的金屬結構都做了判定，其中對無陰極保護的金屬考慮了電解質電阻率以及有無IR降的情況，但IR降值與實際現(xiàn)場采用的測試方法有關；對于有陰極保護的結構，采用的是管道無IR降電位是否滿足陰極保護標準來評判，同樣存在動態(tài)直流雜散電流干擾下試片瞬時斷電電位部分時刻不滿足標準要求的情況；該標準考慮了地鐵雜散電流的動態(tài)波動性，提出了利用探針電流來評估干擾是否可接受的準則，不僅僅將陽極雜散電流總的作用時間考慮入內，還綜合了不同雜散電流干擾強度下的作用時間，但該標準只考慮了最惡劣時間段內不同降幅探針電流的累積持續(xù)時間，同時對于探針電流為流出電流狀態(tài)的時間限定值也較小 （探針電流<0的累積時間比例小于0.1%,或累積時間小于3.6 s），同時電流測試中易受到陰極保護電流等影響，儀器測試精度要求也較高，目前在國內還沒有應用實例。

不對稱系數(shù)的評判準則在動態(tài)直流雜散電流干擾下電位偏移的波動性，但其基準電位的獲取需要同步測量管軌電位，現(xiàn)場操作性較差。同時基準電位的準確性取決于管地電位和管軌電位之間的線性關系，受現(xiàn)場外部復雜因素的影響，管地電位和所測試的管軌電位之間的線性關系可能并不符合。同時管地電位偏移也不考慮其中包含的IR降以及界面雙電層的充放電，無法準確判斷管道真實的保護狀態(tài)。

綜上，國內外關于動態(tài)直流雜散電流干擾的評判方法、參數(shù)類型和具體的指標均不統(tǒng)一，尚待進一步研究。

3 結束語

當前，埋地管道受軌道交通系統(tǒng)的直流干擾問題日益嚴重，研究動態(tài)直流雜散電流干擾對埋地管道的影響具有迫切而重要的現(xiàn)實意義。目前，人們關于動態(tài)直流干擾的研究大多采用單向電流穩(wěn)態(tài)直流輸出對埋地管道的干擾腐蝕影響，并提出了穩(wěn)態(tài)直流干擾下的腐蝕機理。但是，對于軌道交通對埋地管道動態(tài)直流干擾的腐蝕機理和規(guī)律研究仍處于起步階段，對管道沿線腐蝕嚴重程度進行正確的檢測和評估，是防治軌道交通動態(tài)直流干擾下埋地管道腐蝕的重要條件。為了對軌道交通動態(tài)直流干擾進行準確的評價與防護，需要在以下幾個方面開展深入的研究工作：

（1） 考慮動態(tài)波動特征和正負向電流交替變化的直流雜散電流干擾腐蝕規(guī)律和腐蝕機理研究。

（2） 動態(tài)直流雜散電流干擾影響因素及干擾強度與管道腐蝕嚴重程度的對應關系研究。

（3） 動態(tài)直流雜散電流干擾嚴重程度的評價標準研究。