一起因雷击造成的220 kV架空地线断线故障分析

王锐，彭向阳，梁永纯

(广东电网有限责任公司电力科学研究院，广东 广州 510080)

广东地区雷电活动强烈，近10年全省地闪密度平均值为8.32次/(km2·a)，达到强雷区(大于7.98次/(km2·a))的等级，为全国首位[1-2]。广东地区除雷电活动频繁外，雷电定位系统经常监测到大幅值雷电流，甚至多次监测到大于300 kA的雷电流。大幅值雷电流除造成线路跳闸、同塔多回线路同时跳闸外，还可能导致线路设备受损[3-7]。

国内关于雷击造成架空地线(以下简称“地线”)断线的问题，在文献或报道中有一些案例[8-11]，但主要发生在110 kV线路，绝大多数断裂点发生在地线挂点位置，且地线截面积较小，普遍小于35 mm2。但是，2017年广东电网发生了一起由于超强雷电流造成220 kV架空线路地线(型号为GJ-50)断线的故障，是极为罕见的因雷电直接导致地线断裂的情况[12-14]。本文以该起故障为例，对雷击造成地线断线的原因和机理进行分析，旨在为架空输电线路地线运维和隐患排查提供指导性建议。

1 故障概况

2017年7月7日16时35分，广东电网220 kV阳旗甲线A、B相与阳旗乙线A、B相同时发生跳闸，重合闸闭锁；16时57分阳旗甲线强送成功，恢复运行；17时13分阳旗乙线强送成功，线路恢复运行。现场检查发现阳旗甲、乙线140号塔A、B相复合绝缘子及金具均有雷击闪络痕迹，导线表面未发现异常，如图1所示；同时发现140号至141号塔地线断线(靠近140号塔约100 m位置)，如图2所示。采用地线型号为XLXGJ-50(锌-5%铝-稀土合金镀层钢绞线)，绞线本体为钢丝，表面镀锌铝稀土合金镀层，该地线为2004年投运。

(a)甲线A相和B相绝缘子并联间隙放电痕迹

(b)乙线A相和B相绝缘子并联间隙放电痕迹图1 阳旗甲、乙线绝缘子放电痕迹Fig.1 Discharge marks of insulators on Yangqi AB lines

图2 地线断裂形貌Fig.2 Fracture morphology of ground wire

经查雷电定位系统，2017年7月7日16时35分17秒，220 kV阳旗甲、乙线线路长度2 km范围1 min内查询到1次落雷，雷电流为475.9 kA(正极性)，最近杆塔为142、143号塔，实际雷击点位于140-141档，与雷电定位系统查询结果(图3)吻合(系统存在1 km左右的距离误差)[15]。

图3 雷电定位系统查询结果Fig.3 Query result of lightning location system

2 断线原因分析

2.1 地线选型设计分析

由于地线于2004年投运，架空线路设计采用了当时的设计标准，即DL/T 5092—1999《110～500 kV架空送电线路设计技术规程》[16]。关于地线选型要求，DL/T 5092—1999中7.0.4规定：“地线应满足电气和机械使用条件要求，可选用镀锌钢绞线或复合型绞线。验算短路热稳定时，地线的允许温度：镀锌钢绞线可采用+400 ℃。计算时间和相应的短路电流应根据系统情况决定。地线选用镀锌钢绞线时与导线的配合不宜小于表7.0.4的规定。”且条文说明提到“330 kV及以下电压等级线路采用分裂导线时，可根据子导线的型号，按表的要求选用地线。”

线路导线型号为LGJ-2*300/40，地线型号为XLXGJ-50，满足当时设计标准要求。但DL/T 5092—1999同时规定，地线选型时需进行短路热稳定校验(主要考虑单相故障时的情况)。参考DL/T 5092—1999中的推荐公式，计算得到地线短路热稳定允许电流值为13.54 kA。根据线路故障二次保护差动电流信息，阳旗甲线A相合成差流一次值为6.126 kA，B相合成差流一次值为5.351 kA，C相合成差流几乎为零，则阳旗甲线零序电流小于1 kA；阳旗乙线A相合成差流一次值6.153 kA，B相合成差流一次值5.511 kA，C相合成差流几乎为零，则阳旗乙线零序电流也小于1 kA。假设最极端情况，即阳旗甲、乙线零序电流全部通过地线返回变电站变压器中性点(实际上接近10%的零序电流通过铁塔入地返回[17-18])，零序电流经其中一根地线向一端变电站传导时(实际上零序电流经两根地线往两端变电站传导)，地线中通过的短路电流值小于2 kA，即地线中经过的短路电流远小于短路热稳定允许电流值(13.54 kA)。

2.2 地线断线材料分析

2.2.1 断口外观检查

该地线由7股单丝绞合，对断口形貌进行检查，如图4所示。7股中有3股断口整齐，无明显颈缩现象；另外4股断口出现颈缩，并且在断口附近20～30 mm位置，单丝截面积出现不同程度的减小，同时金属丝表面出现数道裂纹；断口及附近单丝表面变黑，表明地线受到过高温作用。

图4 地线断裂后形貌检查Fig.4 Examination of morphology after fracture of ground wire

2.2.2 断口微观分析

利用扫描电镜对断口及附近地线表面进行微观形貌分析。断口微观形貌如图5所示，两个断口表面不规则，并且出现了金属熔化后再冷却于金属表面的现象。断口附近微观形貌如图6所示：断口附近地线单丝表面也出现了部分金属重熔，熔化的金属凝固于绞线单丝表面形成了较光滑的形貌；稍远离断口的位置，其表面则无金属重熔现象。

图5 地线断口微观形貌Fig.5 Micromorphology of ground wire fracture

图6 地线断口附近表面微观形貌Fig.6 Surface micromorphology near to ground wire fracture

2.2.3 断口表面成分分析

对地线单丝表面物质进行能谱分析，断口形貌如图7所示，能谱分析结果见表1、表2。断口附近重熔过的单丝能谱分析表明，表面含有较多Fe的氧化物，较少的Zn元素，说明绞线单丝经过高温烧蚀后，镀层已大量损失。而在稍远离断口无重熔的位置，地线单丝表面含有较多Zn元素，未发现Fe元素，说明表面镀层完好。

图7 地线断口单丝表面形貌Fig.7 Surface morphology of monofilament of ground wire fracture

表1 地线断口单丝表面能谱分析结果(断口附近)
Tab.1 Surface energy spectrum analysis results of monofilament of ground wire fracture (near to the fracture)

元素质量分数/%原子分数/%C8.0021.02O18.8537.16Zn3.911.89Al0.720.84Si0.670.75Fe67.8638.34

表2 地线断口单丝表面能谱分析结果(远离断口处)
Tab.2 Surface energy spectrum analysis results of monofilament of ground wire fracture (far away from the fracture)

元素质量分数/%原子分数/%C0.651.93O24.5954.44Zn70.5538.23Al1.912.51Si2.302.90Fe00

2.2.4 单丝力学性能检测

地线单丝的力学性能见表3。根据表3数据，取样单丝抗拉强度平均值为1 356 MPa，高于产品质量证明书中1 270 MPa的要求，表明地线单丝样品抗拉强度满足产品性能要求。其他技术参数参照YB/T 179—2000《锌-5%铝-稀土合金镀层钢绞线》[19](目前已被GB/T 20492—2006《锌-5%铝-混合稀土合金镀层钢丝、钢绞线》[20]代替)执行，单丝公称直径2.9 mm，允许偏差±0.1 mm，样品直径测量满足技术指标要求；伸长率试验在YB/T 179—2000中针对整根地线段进行(伸长率要求不小于5%)，与本次测试条件不同，故不作比较。

表3 地线单丝力学性能
Tab.3 Mechanical properties of monofilament

样品编号直径/mm伸长率/%抗拉强度/MPa12.885.01 35722.894.51 36332.883.01 348

2.3 地线断线机理分析

2.3.1 地线断线类型及断口形态分析

地线断线常见类型：①因机械振动造成地线在线夹位置断股，最终导致断线；②老旧地线因腐蚀造成机械强度下降引起断线；③地线接头位置因压接不良造成的断线；④因外力破坏或施工损伤造成地线断线；⑤因工频电流造成地线烧断(一般发生在悬垂、耐张线夹位置或地线通流能力薄弱点)和因雷电流直击造成地线断股损伤引起的断线(一般发生在档中雷击点位置)。

地线因雷击造成断线的断口形态类型：①在雷电电弧的瞬时极高温作用下直接熔断，断口附近能观察到明显的金属融合烧蚀、未见显著的拉伸变形；②在电弧的高温作用下部分熔融，使导线力学性能大大降低，在外力作用下经过较大塑性变形后被拉断，断口位置出现明显颈缩细化的塑性变形特征，单丝表面伴随出现青黑色金属氧化物；③在常温或较高温度下高速率拉伸断裂，这种情况下断口一般出现较为锐利平整的脆性断裂特征，表明该情况下地线具备较高的抗拉强度与较低的延伸率。

阳旗甲、乙线地线断线出现了两种断口形态，一种表面部分熔化，经过拉伸出现明显的颈缩塑性变形情况；另一种为几乎无变形的脆性平整断口。

2.3.2 地线断线过程分析

地线断口外观形貌特征：所有地线单丝均出现了青黑色烧蚀痕迹，经表面成分能谱分析，主要产物为铁的氧化物，地线表面少数区域还观察到部分熔化迹象，未观察到单丝严重熔融黏合；多数地线断口附近能观察到整体细化颈缩、环向裂纹现象。

由于地线断线发生在档中(距140号塔约100 m处)，地线断线位置无外力破坏或损伤痕迹，且工频零序电流不足以造成地线过热，故判断此次断线为雷电流作用于架空地线造成(故障时刻雷电定位系统查询最大雷电流为正极性的475.9 kA)。雷电高温并未直接熔断地线，而是在部分区域集中受热形成铁的氧化物，导致地线部分区域处于短时高温受力拉伸状态。

根据有关文献，虽然雷电流在通过导体时的热效应不大，但是当雷击导体时，在直接与放电通道相接触的地方却可能受到高温的作用，有时可以使金属熔化达几毫米的深度。这个现象很可能是有些架空地线不正常断股的原因。雷电流的电弧热效应可作为绝热过程，理论上可通过热平衡方程计算：

i2RθΔt=cθmΔθ.

(1)

式中：i为雷电流值，A；Rθ为温度θ时雷击点附近电弧的电阻，Ω；Δt为电弧持续时间，s；cθ为温度θ时导体的比热容，J/(kg·K)；m为导体的质量，kg；Δθ为导体温升，K。

由于雷电流的大部分能量集中在电弧上，而电弧作用点很小(即m很小)，同时电弧电阻难以确定，因此计算导体温升时，m和Rθ的选取是一个难点。

为简化计算，m取对应10 mm长度的地线，则m=3.67×10-3kg(参考YB/T 179—2000给定的技术参数)；Rθ取地线的体电阻，近似考虑为10 mm长度地线的电阻值，Rθ=4.26×10-5Ω；电流值i取雷电流幅值Im=475.9 kA(正极性)；Δt取100 μs(一般雷电半波长时间20～100 μs，正极性的雷电流有时有很长的波头和波尾)；cθ取460 J/(kg·K)。

简化计算得到地线局部温升为Δθ=571.5 K。同理，其他条件不变的情况下，计算得出雷电流分别为50 kA、100 kA、150 kA、200 kA、300 kA、400 kA、500 kA、600 kA、700 kA时的地线局部温升，结果见表4。

表4 不同雷电流幅值引起的地线局部温升
Tab.4 Local temperature rise of ground wire caused by different lightning current amplitudes

雷电流幅值/kA地线局部温升/K雷电流幅值/kA地线局部温升/K雷电流幅值/kA地线局部温升/K50620010150063110025300227600908150564004047001 237

由于文献资料尚无专门针对镀锌钢绞线开展的高温机械强度试验研究数据，本文选择A3碳素结构钢作为类比分析，文献[21]对A3钢的高温力学性能开展了专门研究，各温度下的屈服强度、弹性模量及条件屈服强度值见表5(500 ℃和600 ℃均进行了2次试验)。由表5可知，A3钢在600 ℃时的屈服强度fyT为常温时(近似以100 ℃时的屈服强度代替)的0.41倍。

表5 恒温加载条件下试件高温强度试验结果
Tab.5 Test results of high temperature strength of specimens under constant temperature loading condition

温度/℃fyT/MPaET/GPaf0.1/MPaf0.2/MPaf0.5/MPaf1.0/MPaf1.5/MPa100263.61200.30210.95266.06270.07274.45280.65200240.36195.88203.33247.78245.18253.33260.70300254.62156.87162.87194.48227.57266.91274.26400209.16123.47138.15172.96211.48250.00277.41500157.98101.00111.60133.70158.70182.40196.70500158.66101.59108.96131.72158.96184.70200.00600114.2271.1980.3791.11105.93119.63128.52600103.6781.5084.2195.11109.77121.43131.58

注：fyT为屈服强度；ET为弹性模量；f0.1、f0.2、f0.5、f1.0、f1.5为条件屈服强度值，分别对应钢材应变为0.1%、0.2%、0.5%、1.0%和1.5%的情况。

综合分析地线受雷电流作用时的断口外观形貌、局部热效应和钢材料机械强度随温度的变化规律，本次地线断线的最终原因为：超强雷电流直击地线时，不仅造成钢绞线单丝轻微熔融受损，同时产生的局部温升造成钢绞线机械性能严重下降，最终地线整体承载能力低于实际受力，出现整体拉断。雷电流造成的局部温升与雷电流幅值的平方成正比关系，假设钢绞线的高温机械强度性能类似于A3钢，则温度达到600 ℃以上时(屈服强度降低为常温时的0.4倍左右)，钢绞线机械强度的降低程度难以保证其正常运行；若雷电流在400 kA以下时，雷电流引起的局部温升不至于造成钢绞线机械强度的严重下降，钢绞线仍能正常运行。

断口外观形貌形成原因：多数单丝在高温作用下强度大幅降低，但塑性增加，最终断口附近出现明显的颈缩塑性变形；部分单丝受热量相对较低，但强度也出现了一定程度降低，最终断口为较平整的脆性断口。

3 结论及运维建议

3.1 结论

a)220 kV阳旗甲、乙线140-141塔档中右侧架空地线断线原因：雷电流电弧烧蚀和局部热效应的共同作用，导致地线机械强度显著下降，地线在运行张力作用下发生整体拉断。根据雷电流局部温升简化计算结果，400 kA以下的雷电流不会造成该型号(XLXGJ-50)架空地线的雷击直接断线。

b)地线断口的形貌特征产生原因：雷电流的局部热效应造成多数单丝受高温作用，在强度大幅降低的同时塑性增大，断口附近单丝出现明显塑性变形；部分单丝受热量相对较低，强度也发生一定程度降低，但塑性未发生较大变化，最终断口为较平整的脆性断口。

3.2 运维建议

a)由于出现超强雷电流(475.9 kA)的概率低(根据概率分布规律，出现大于该幅值雷电流的概率为3.9×10-6)，且地线选型设计满足当初设计标准要求，针对本次雷电流引起的断线问题，不建议对该线路或同类架空地线进行大规模更换改造。

b)由于雷击引起地线断线，除受雷电流幅值及持续时间影响外，还与地线热容量和电阻有关(热容量受地线截面积、材质、比热容的影响)。建议结合重点关注的交叉跨越区段和老旧地线改造计划，首先针对多雷区和强雷区的35 mm2及以下规格地线和怀疑有断线风险的50 mm2地线进行改造。

c)雷电流对地线的烧蚀程度除了受雷电流幅值及持续时间影响外，还与单丝材质和直径有关，为减少雷电流造成地线断股的问题，建议地线选型时单丝直径不应太小。其中，国内常用镀锌钢绞线中单丝直径最小为2.5 mm。广西电网曾经频繁发生GJ-50(19×φ1.8 mm)因雷击断股问题，改为GJ-50(7×φ3.2 mm)后，未发生过断股现象[22]。