地线复合绝缘子及金具防风探讨

高 旭，曾文君，谢 恒，刘劲松，张 陵，程 鹏

（1.南瑞集团公司（国网电力科学研究院），南京211106；2.国网电力科学研究院武汉南瑞有限责任公司，武汉430074；3.中国电力科学研究院，武汉430074；4.国网新疆电力公司，乌鲁木齐830011）

0 引言

220 kV及以上的输电线路一般要求架空地线，但是风害区域架空地线容易受到风致振动，这种机械振动导致了地线及金具的磨损，严重情况将直接导致地线断事故[1-2]。地线绝缘子支撑着架空线路的地线，线路正常运行，地线绝缘子承担着地线与铁塔的绝缘，减少了线路损耗，并保证了地线载波通讯的安全；当地线出现过电压时，保护间隙放电，导通了地线与铁塔，泄放了雷电电流，从而发挥了地线过电压防护作用。

地线复合绝缘子可以分为绝缘子以及配套金具（包括保护间隙）两部分。地线绝缘子以复合绝缘子为主，新疆区域常见的故障为伞裙撕裂故障，复合绝缘子在风速超过35 m/s时的长期作用下发生应力疲劳，伞裙根部将在出现裂纹，进而扩展导致伞裙撕裂[1，3-7]，这种破损面的尖锐程度影响着沿面最大场强，引发绝缘子的局部发热、绝缘失效和机械性能下降等[8-9]。涉及到金具磨损的研究，相关的研究以国网电力科学研究院和新疆电力科学研究院的合作为主，梁伟等建立了线路连接金具寿命评估指标体系，这些指标包括沙漠环境、输电走廊、线路本体特征以及连接金具特性等，并对沙漠地区某750 kV线路吐鲁番至哈密区段的连接金具进行了寿命评估[10]；朱弘钊分析了连接金具的接触应力，并进行了大量磨损模拟试验，试验揭示了连接金具承载力与试验载荷及磨损次数之间的内在关系[11]；杨现臣等以U型环为研究对象，进行了磨损及物破坏载荷试验，探讨了大风环境中金具磨损影响因素[12]；刘冠辰注意到了磨损磨屑参与了连接金具界面的磨损行为[13]。这些研究为架空地线绝缘子的防风优化设计提供了参考。

相对线路绝缘子来说，地线绝缘子比较短，除了伞裙撕裂外，地线绝缘子金具的磨损率大于导线绝缘子金具。导线绝缘子相对较长，线路的振动引起的张驰行为可以分散到绝缘子的各节点上，递到金具挂轴的力相对较小；地线绝缘子长度较短，挂点也较少，振动产生的张驰行为直接作用在地线悬垂线夹上，磨损故障极为常见。线夹材料一般采用铸铁和锻压钢，线夹部件之间未采用润滑保护措施，在风振作用下产生了粘着磨损，如果在沙漠区域，沙粒加入会产生磨料磨损，这些磨损行为是风害区域金具失效的主要因素。输电线路已开始采用耐磨金具，这些耐磨线夹的主体和压板均采用铸铁件，闭口销为不锈钢，其余部件为钢制件、铸铁件和热镀锌钢制件。大多数耐磨金具只是将金具部件的尺寸增厚，并没从摩擦故障的本质出发，进一步寻找防风耐磨的优化方法。

笔者分析了绝缘子伞裙撕裂问题、地线金具磨损故障分布，指出这些故障的集中部位，提出了有针对性的改进措施，并对优化后的地线绝缘子进行了模拟实验、耐磨性试验和现场试用。

1 地线绝缘子及配套金具结构特点

地线复合绝缘子可以分为绝缘子以及配套金具（包括保护间隙）两部分（如图1）。

图1 典型地线绝缘子Fig.1 Typical ground-wire composite insulator

复合绝缘子部分由玻璃纤维芯棒、硅橡胶伞裙和金具三部分组成。硅橡胶伞裙采用整体注压完成，典型故障出现在金具压接区域、伞裙区域位置[1]。

金具部分一般由连接金具和悬垂线夹组成。架空地线中易产生磨损的地线悬垂线夹由线夹船体、压板、U形螺丝、挂板和闭口销组成，其中线夹船体和压板为可锻铸铁件，闭口销为不锈钢制件，其余为钢制件。连接金具由直角环和U形螺丝组成。闭口销为不锈钢制件，其余均为钢制件，其中可锻铸铁件和钢件均采用热镀锌。

悬垂线夹通过两个U形环与杆塔横担相连。U形端部螺丝与直角环连接、直角环与悬垂线夹挂板连接，悬垂线夹挂板与悬垂线夹船体挂轴相连，形成以U形螺丝、U形直角环和线夹挂板为臂的上下3点绞接连接方式。文献[14]认为，地线金具的磨损点主要分布在3个地方：磨损点1，直角环与U形螺丝连接处的磨损，磨损较严重；磨损点2，直角环与悬垂线夹挂板间的磨损，磨损较轻；磨损点3，悬垂线夹挂板与船体挂轴间的磨损，磨损最严。

2 故障原因分析

地线绝缘子风害故障的因素很多，总体归纳起来主要为气象因素、地形因素和本体因素，详细叙述如下。

2.1 气象因素

风害区域具有风速大、风向和风速变化频繁等特点，并且会伴随大温差、覆冰、湿度差异等微气象特征。这些微气象特点会引起架空地线的载荷和悬挂长度的变化，这些使架空地线的张力、弧垂随之改变，进而带动地线绝缘子的频繁振动，使得地线金具产生磨损，在新疆区域会导致伞裙撕裂。

1）风致振动的影响。持续的风力容易引起地线大规模的频繁振动，形成大范围绝缘子金具的磨损失效，如果伴随着沙尘的影响，将加速磨损过程；持续大风的风力作用下，地线复合绝缘子伞裙产生撕裂行为。

2）覆冰的影响。覆冰直接增加了架空地线的垂直载荷，增大了架空地线的迎风面积，这增加了地线的水平风载荷，并且融冰过程中的脱冰跳跃也会引起地线的振动，这些变化将加剧复合绝缘子端部棒脱落、金具磨损等。

3）温差的影响。大温差会引起架空线路的热胀冷缩，导致了地线的动弯应变增大，动弯应变是地线振动危害的关键因素之一。

2.2 地形因素

输电走廊的微地形特征导致风向风力的变化，山顶和平原区域无遮挡、空气流动阻力小，山顶与山谷温差变化，也容易产生上峡谷风。

以金具为例，梁伟[10]考察了某条输电线路走廊地形地貌与金具磨损的关系，发现山顶和平原区域金具磨损较多，分别占38.3%和24.5%，这跟输电走廊的微地形相关。见图2[10]。

图2 金具故障地形分布特征Fig.2 Terrain distribution characteristics of metal fittings fault

2.3 设备因素

1）绝缘子部分。长期强风压迫复合绝缘子的伞裙，直接导致伞裙的形变发生，部分复合绝缘子的大伞裙出现三个阶段（如图3）[3]：1）部分外表完整的大伞裙在受到长期风压外作用时，根部区域将针刺点状裂纹（图3（a））；2）随着时间推移和形变加剧，针状裂纹逐渐迅速扩展，将出现链状细微裂纹，逐步发展为细小裂纹（图3（b））；3）这些细小裂纹伞裙的逐步贯连，形成狭长的小裂纹，最后完全撕裂，形成贯穿性的断裂裂纹，最终形成伞裙断裂故障（图3（c））。

图3 绝缘子伞裙撕裂过程[3]Fig.3 Shed crack process of composite insulators[3]

2）金具部分。对地线金具的磨损部位经过扫描电子显微镜分析，接触部位的疲劳磨损出现了断裂微纹，如图4所示。这种微小裂纹随时间的加长，不断增多和扩大，金具的有效承载界面不断减小，超过承担载荷时，金具将发生断裂。

图4 磨损金具形貌电镜图Fig.4 Scanning topography of wear metal fittings

设计地线金具时，一般会考虑到抗拉强度因素，但较少考虑连接位置的磨损。这些连接位置在较小的风力下也会产生振动，这种振动减速了连接位置的磨损破坏。或者线夹位置与地线线没有压紧，在风力的作用下产生相对运动，也会造成地线及金具的磨损。

3 防风优化方案探讨

3.1 绝缘子部分

文献[3-4]分析了复合绝缘子伞裙的风压分布情况，发现了几点规律：

1）迎风角为50°时，绝缘子串承受的风压最大，在这种情况下，伞裙迎风侧上下表面形成了月牙形的风压区域，这两个区域的形成风压方向相反。

2）相同直径以及大小大的绝缘子流线分布相对平顺，并且伞裙边缘的形变与风压成正线性关系。单位风压下的绝缘子边缘形变t可以根据式（1）进行计算[3]：

式中：k为伞裙的单位形变，mm/kg；S为伞裙的有效面积，cm2；g为重力加速度，取9.8 m/s2。

根据这些规律，进行地线绝缘子设计时，采用相同直径的小伞绝缘子，根据式（1），设计的绝缘子k取4.3 mm/kg，S取902.51 cm2，可得t为3.96 mm/kPa，该值相对较小，也就是风压引起的形变非常小。另外在安装地线绝缘子时，尽量使迎风角大于85°或者小于15°。

3.2 金具部分

3.2.1 缺陷分析

根据地线的磨损缺陷，文献[14]针对U型螺丝与直角挂环、挂板与耳轴等部位，从结构上进行了优化，包括：1）单纯加大连接处的面积；2）采用Y型线夹；3）采用斜交叉式连接方式；4）换用螺栓连接，加自润滑铜套；5）改用碗头连接，并且中间加装绝缘子等系列方法。笔者在文献[14]的基础上，进一步进行优化，主要包括：1）直角挂板替换U型环，继续增加磨损部位的接触面积；2）选择连接螺栓，加自润滑铜套，如图6所示。

分析了挂板和连接螺栓的尺寸以及应力，以挂轴和活节螺栓为典型进行分析。地线金具尺寸的计算按500 kV线路地线的相关条件进行：

1）地线最大不平衡张力一般发生在断线，考虑地线拉断力、地线最大使用张力等参数。

2）垂直方向和风偏时候横向载荷的计算取原来线路金具的允许载荷进行计算。

3.2.2 优化方案

直角挂板材料采用35CrMo，屈服强度σs为550MPa，螺栓采用6.8级的碳钢，屈服强度σ′s为480 MPa，仍然沿用螺丝的尺寸，根据文献[15]，计算分析了挂板和螺栓。d为螺栓直径，b为挂板宽度，αc为应力集中系数，d0为螺栓孔径，δ为板孔壁厚度，h0为螺栓中心到挂板边缘的距离（端距）。

图5 金具部分现场照片Fig.5 Site photograph of metal fittings part

1）挂板水平截面的强度受螺栓的孔边应力集中的影响，孔边处最大拉应力σH可按下式进行计算：

式中：K为冲击系数，取1.4；T为挂板所受外力，取28.4×103N；[σ′]=480×106/2.5=192 MPa；b=15×2+30=60 mm；d0=30 mm；αc的值与d/b的值有关，d/b=29/60=0.483，根据文献[15]，取αc=2.2；

厚度δ取26 mm；可得σH=112.1 MPa＜192 MPa，满足需求。

2）挂板垂直截面的强度

螺栓的孔边切向最大应力τV按下式进行计算：

式中：d为 29 mm；δ为 26 mm；[τ]=480×106/6.25=76.8 MPa；h0=39mm，τv=52.3MPa＜76.8MPa，满足需求。

3）孔壁承压应力

孔壁承压应力σM可按下式计算：

[σ]=550×106/2.5=220 MPa，计 算 可 得 σM为116.0 MPa＜220 MPa，满足需求。

4）优化设计后，需要计算螺栓在断线条件下是否满足强度要求。主要考虑两侧伸出的凸轴尺寸校核，弯曲切应力τL应有下式成立：

计算中取R=20 mm，计算τL=42.2 MPa＜76.8 MPa，满足需求。

3.2.3 磨损试验与现场应用

采用文献[13]提供的方法，对优化前后地线耐磨悬垂夹进行了磨损试验，相应的对比结果如图8所示。从图6可以看出，改进结构后地线耐磨悬垂夹的磨损损失率差值起初变化不大，超过3小时后，随后优势明显，到5小时减少约1/3，从结果可以得出，优化后的地线耐磨悬垂夹性能明显优于原始悬垂夹。

2015年开始，将发生磨损的耐磨悬垂夹替换为优化后的地线金具（图5）。经过347天的现场运行后，现场检查发现，优化后地线金具的各承载截面未见明显减薄现象，运行效果良好。

图6 磨损损失率Fig.6 Wear loss rate

4 结论

分析了绝缘子伞裙撕裂问题、地线金具磨损故障分布，指出故障集中的部位，提出了有针对性的改进措施，并进行了计算分析与试验验证，主要结论如下：

1）地线绝缘子的故障出现在金具压接区域、伞裙根部区域等位置，金具故障主要集中在U型螺丝与直角挂环、挂板与耳轴的连接位置。

2）进行地线绝缘子设计时，采用相同直径的小伞绝缘子，并且安装伞裙尽量使迎风角大于85°或者小于15°。

3）对金具挂板和活节螺栓的机械强度进行了校验，满足设计强度要求；进行了耐磨性试验，优化后的地线耐磨悬垂夹性能明显优于原始悬垂夹。

[1] 邓鹤鸣，李勇杰，蔡炜，等.沙漠区域输电问题研究现状及展望[J].高电压技术，2017，43（12）:3895-3906.

DENG Heming，LI Yongjie，CAI Wei，et al.Status and prospect on technical research of power transmission in desert areas[J].High Voltage Engineering，2017，43（12）:3895-3906.

[2] 张秀丽，柯睿，杨跃光，等.酸性湿沉降区域500 kV输电线路金具缺陷机理分析及防范措施[J].高电压技术，2016（1）:223-232.

ZHANG Xiuli，KE Rui，YANG Yueguang，et al.Mecha⁃nism analysis and prevention countermeasures of hardware defects on 500 kV transmission lines of acid wet subsidence areas[J].High Voltage Engineering，2016（1）:223-232.

[3] 朱正一，贾志东，马国祥，等.强风区750kV复合绝缘子伞裙破坏机制分析研究[J].中国电机工程学报，2014，34（6）:947-954.

ZHU Zhengyi，JIA Zhidong，MA Guoxiang et al.Analysis on fracture failure mechanism of 750 kV composite insula⁃tor sheds utilized in a storm-hit region[J].Proceedings of the CSEE，2014，34（6）:947-954.

[4] 朱正一，贾志东，马国祥，等.强风区750 kV复合绝缘子抗风性能研究[J].中国电机工程学报，2015，35（21）:5648-5655.

ZHU Zhengyi，JIA Zhidong，MA Guoxiang et al.Study on wind resistance performance of 750 kV composite insula⁃tors utilized in storm-wind region[J].Proceedings of the CSEE，2015，35（21）:5648-5655.

[5] 贾志东，马国祥，朱正一，等.复合绝缘子在强风下的形变及应力集中程度[J]，高电压技术，2015，41（2）:602-607.

JIA Zhidong，MA Guoxiang，ZHU Zhengyi，et al.Deforma⁃tion and stress concentration of composite insulator in strong wind[J].High Voltage Engineering，2015，41（2）:602-607.

[6] ZHU Z，JIA Z，MA G，et al.Fatigue fracture of composite insulators sheds utilized in strong wind areas[J].IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation，2015，22（3）:1636-1643.

[7] 雷云泽，贾志东，赵莉华，等.复合绝缘子风压分布研究及抗风性能检测方法[J].中国电机工程学报，2016，36（9）:2545-2553.

LEI Yunze，JIA Zhidong，ZHAO Lihua，et al.Study on the distribution of wind pressure of composite insulators and the testing method of anti-wind performance[J].Proceed⁃ings of the CSEE，2016，36（9）:2545-2553.

[8] 陈智勇，蒋学军，李婧.复合绝缘子伞裙损坏对绝缘子电场分布的影响研究[J].电瓷避雷器，2013，136（5）:44-46.

CHENG Zhiyong，JIANG Xuejun，LI Jing.Studies of the effect of the shed damage of composite insulator on elec⁃tric field distribution along insulator[J].Insulators and Surge Arresters，2013，136（5）:44-46.

[9] 祝贺，赵浩然.复合绝缘子伞裙破损状态下的电位电场仿真研究[J].电瓷避雷器，2016，139（5）:1-6.

ZHU He，ZHAO Haoran.Potential and electric field simu⁃lation study of composite insulators with shed damage con⁃ditions Insulators and Surge Arresters，2016，（5）:1-6.

[10]梁伟，李勇杰，王建，等.基于改进型QSPM矩阵的线路连结金具寿命评估方法[J].电瓷避雷器，2017，140（3）:187-192.

LIANG Wei，LI Yongjie，WANG Jian，et al.Life evalua⁃tion methodsof link hardware in transmission lines based on iMPAaroved QSPM matrix[J].Insulators and Surge Ar⁃resters，2017，140（3）:187-192.

[11]朱弘钊，李勇杰，王建，等.沙漠区域输电线路连接金具磨损性能试验及磨损趋势预测[J].电瓷避雷器，2017，140（4）:152-156.

ZHU Hongzhao，LI Yongjie，WANG Jian，et al.Perfor⁃mance experiment and trend prediction on abrasion of link hardware in transmission lines of desert areas[J].电瓷避雷器，2017，140（4）:152-156.

[12]杨现臣，李新梅.新疆大风区输电线U型环磨损试验分析[J].铸造技术，2016，37（10）:2055-2057.

YANG Xianchen，LI Xinmei.Analysis on wear test of pow⁃er line u-shaped ring in Xinjiang wind region[J].Foundry Technology，2016，37（10）:2055-2057.

[13]刘冠辰.特高压输电线路U形挂环-调整环耐磨性能研究[D].保定:华北电力大学，2016.

LIU Guanchen.Research of the wear performance on the UHV transmission line u-rings and adjusting rings[D].Ba⁃oding:North China Electric Power University，2016.

[14]肖海东，杨暘，高虹亮，等.500 kV架空地线耐磨金具的研究[J].水电能源科学，2010，28（6）:118-120，98.

XIAO Haidong，YANG Yang，GAO Hongliang，et al.Re⁃search on wear resistance of 500 kV overhead ground wire hardware[J].Water Resources and Power，2010，28（6）:118-120，98.

[15]张殿生.电力工程高压送电线路设计手册（第2版）[M].北京:中国电力出版社，2003.