某±800 kV直流线路地线断裂原因分析及建议

刘庆丰，李辉，陈路，侯长健

(中国能源建设集团湖南省电力设计院有限公司，湖南长沙410007)

2019年2月8—25日，湖南中、西北部，贵州东北部地区持续雨雪冰冻天气，某±800 kV直流线路因导地线覆冰先后发生1513号塔极Ⅰ闭锁、地线断线和1462号塔极Ⅱ闭锁、0981号塔极Ⅱ故障事件，严重破坏了某直流线路可靠供电。

某直流线路自投运以来共发生故障5起，其中线路跳闸4次，闭锁1次，根据历年停电检修及运维情况分析，4次跳闸均因雷击原因引起，而线路闭锁及金具损坏均由冰害引起。从检修恢复情况来看，冰害所造成的线路损伤面积广、损伤程度深、恢复难度大，严重危害线路安全运维。该线路1513—1514号塔地线断裂事故是此次冰害中最严重、影响范围最大的事故。为了避免再次出现类似事故，有必要开展事故调查分析，研究治理对策。

1 事故现场调查

2019年2月16日19∶00，某直流线路极Ⅰ跳闸，再启动不成功，造成极Ⅰ闭锁，停运负荷1 736 MW。故障排查发现该直流线路1513—1514号塔档中地线断线，1513号塔地线悬垂线夹出现严重损坏，如图1—2所示，断线位置如图3所示。

图1 1513号塔地线悬垂线夹损坏

图2 悬垂套壳破损

图3 事故段平断面图

故障现场属于高山地形，平均海拔663.7 m，设计风速27 m/s，设计覆冰厚度20 mm，导线为6×JL/G2A—900/75钢芯铝绞线，两根地线为JLB20A-150铝包钢绞线。

地线断裂后悬挂在1514号塔极Ⅰ线跳线上，地线断线点距离耐张线夹约251 m，地线断口处铝包钢绞线外层9股存在较为明显的灼烧痕迹。1513号塔极Ⅰ侧地线悬垂套壳出口处破损严重，橡胶衬垫被挤出，预绞丝被拧成麻花状，地线在线夹中可自由滑动。另一侧地线悬垂串向大号侧偏移，悬垂套壳和预绞丝存在类似的损坏。在断线档对地线掉落的冰块进行现场取样，在靠近1514号塔海拔593.7 m处取样，采用称重法计算地线覆冰厚度为20.8 mm，见表1。

表1 覆冰厚度

2 事故分析

2.1 地线覆冰过载能力分析

事故段导地线设计张力按20 mm重冰区设计，地线设计最大使用张力安全系数取3.5，70%破坏张力时地线允许覆冰厚度为49 mm，100%破坏张力时地线允许覆冰厚度为66 mm，而现场实测覆冰厚度仅为20.8 mm，远远小于设计最大允许覆冰厚度 (表2)。根据电线力学理论，架空地线最大张力应出现在悬挂点位置，如果地线断裂是因覆冰过载引起的，断线点应在悬挂点位置，而现场断线点位于靠近弧垂最低点的位置。因此，地线覆冰过载不是断线的原因。

表2 地线覆冰过载能力

2.2 不平衡张力分析计算

事故段地线20 mm覆冰区覆冰情况见表3，考虑1512—1513号塔地线脱冰80%，地线覆冰不平衡张力计算结果见表4—5[1]，可知1513号塔地线不平衡张力达到地线最大使用张力的36.5%(对应地线计算拉断力的10.4%)，受力方向为大号侧方向。根据DL/T 756—2009《悬垂线夹》的规定，铝包钢绞线悬垂线夹握力不小于地线计算拉断力的14%，因此，地线不平衡张力接近铝包钢绞线悬垂线夹握力值。

表3 地线覆冰情况

表4 地线覆冰不平衡张力计算结果

为了分析地线串长对不平衡张力的影响，假设地线串加长0.3 m，串重增加8 kg，地线覆冰不平衡张力见表5。

表5 地线覆冰不平衡张力计算结果(串长加长0.3 m)

从上表可以看出，地线串加长0.3 m，不平衡张力为地线最大使用张力的34.5%，较加长前减少2%。因此，加长地线串可有效改善地线不平衡张力，减少地线在不平衡张力的作用下发生滑移的风险。

2.3 地线悬垂线夹的下倾角

预绞式双悬垂线夹由两个悬垂线夹组成，单个线夹标称破坏荷载为80 kN，整串破坏荷载为160 kN。线夹由预绞丝、橡胶衬垫、悬垂套壳和U型抱箍组成，如图5所示。预绞丝的材质为牌号LF10铝合金，直径为6.3 mm，长度2 000 mm。悬垂套壳材质为ZL102，U型抱箍材质为牌号6061铝合金，线夹螺栓强度等级为6.8级。

图5 预绞式悬垂线夹图

根据工程金具通用技术规范要求，预绞式双悬垂线夹的船体单侧出口角为0°～25°。通过计算，最大覆冰工况下1513号塔前侧地线悬垂串的下倾角为20.7°，接近双悬垂线夹最大允许出口角 25°。

2.4 脱冰跳跃计算分析

为了校验脱冰跳跃动态接近距离，导线脱冰跳跃高度计算可以采用如下公式计算。

式中，Hc为导线脱冰跳跃高度 (以脱冰前弧垂最低点为基准)；m为局部脱冰系数，取1；Δf为脱冰前后导线弧垂差，m；L为脱冰档档距，m。

1513号塔为 ZC27204直线塔，1514号塔为JC27203转角塔，杆塔尺寸见图6和图7(图中单位为mm)，导地线水平位移和垂直距离见表6。

图6 ZC27204直线塔

图7 JC27203转角塔

表6 导地线水平位移和垂直距离一览表 m

假设1513—1514号塔地线覆冰25 mm，导线覆冰20 mm，导线脱冰80%，地线100%覆冰，脱冰跳跃计算结果见表7—8。

表7 脱冰跳跃计算输入条件

表8 脱冰跳跃计算输出结果 m

从计算结果可以看出，静态接近距离8.82 m满足操作过电压要求的最小空气间隙要求(5.3 m)，动态接近距离6.14 m满足工频过电压要求的最小空气间隙要求 (2.3 m)。因此，正常脱冰情况下不会发生导地线放电。

从现场故障情况来看，地线悬垂串的悬垂线夹和预绞丝损坏，橡胶衬垫被挤出，地线在线夹里可自由滑动，考虑地线向大号侧滑移1 m，则1513—1514号档地线弧垂增大3 m，造成导地线距离变小，如图8所示。同时，导线脱冰跳跃后，导线在风的作用下向地线水平方向摆动，导致导地线净空距离为1.93 m，小于工频过电压要求的最小空气间隙2.3 m，造成导地线放电[6-9]。

图8 导线脱冰跳跃接近地线示意图

2.5 悬垂线夹的试验分析

影响地线预绞式悬垂线夹握力的主要因素包括:预绞丝长度、预绞丝单丝直径、预绞丝材质。通过对不同材质型式的悬垂线夹的试验，对比分析影响地线预绞式悬垂线夹握力的影响因子，从而确定最优的结构型式及尺寸，以提高悬垂线夹握力。

2.5.1 试验方法

预绞式悬垂线夹握力试验主要依据GB/T 2317.1—2008《电力金具试验方法 第1部分:机械试验》，具体方法如下:将地线金具型号为CLS-16-150一端固定在试验机上，将地线预绞式悬垂线夹固定在地线上，并按规定的紧固力矩拧紧螺栓，随后将线夹悬挂点连接在试验机上，在线夹出口作参考标记，逐步增加载荷达到规定的握力值，保持60 s，然后继续加载直至线夹发生滑移。握力试验布置如图9所示。

图9 握力试验布置

2.5.2 试验结果

根据表9的试验方案开展地线预绞式双悬垂试验，每个方案都进行了3次测试，握力要求值均为27.8 kN(198.41 kN×14%)，均出现外层绞丝滑移的试验现象，具体试验数据见表10。

表9 地线预绞式双悬垂试验方案

表10 地线预绞式双悬垂试验结果 kN

根据以上试验结果，方案1的握力最小，方案2的握力最大。事故塔位地线悬垂线夹采用方案1，是四种悬垂线夹结构形式中握力最小的一种。为了提高地线悬垂线夹的握力，建议悬垂线夹采用方案2的结构型式，将外层绞丝材质由铝合金改为铝包钢，同时增加内、外绞丝长度，地线预绞式双悬垂线夹内层绞丝长度3 000 mm，外层绞丝长度2 400 mm。

3 结论和建议

造成本线路地线断裂的主要原因是1513号塔地线悬垂线夹悬垂角接近最大值，在较大覆冰垂直荷载和覆冰不平衡张力双重作用下线夹发生损坏，橡胶衬垫被挤压脱落，地线在覆冰不平衡张力的作用下线夹向大号侧自由滑动，大号侧地线弧垂增大，同时导线脱冰后向地线斜向跳跃，造成导地线间距不够引起导地线放电。地线外层几股单丝首先被熔断，然后地线出现脱冰而产生较大的冲击力，最终导致地线断裂。

因此，地线覆冰不平衡张力和悬垂线夹损坏后握力失效导致地线发生滑移是本次事故的主要原因，改进措施应从降低地线覆冰不平衡张力和加强地线悬垂线夹强度和提高线夹握力着手，建议如下:

1)根据地线悬垂线夹的试验分析，加长预绞丝可以提高线夹握力。建议地线预绞式双悬垂线夹的外层绞丝材质由铝合金改为铝包钢，内层绞丝长度3 000 mm，外层绞丝长度2 400 mm。

2)改进预绞丝悬垂线夹的结构形式和材质，提高线夹的出口允许角和线夹套壳的强度。

3)地线悬垂串加长400 mm，纵向不平衡张力将降低约2%，可有效抑制重覆冰后地线滑移或脱落，而地线悬垂串分别加长 600 mm、800 mm、1 000 mm后，虽然可以进一步降低纵向不平衡张力，但相对降幅较小，效果不明显，同时考虑地线悬垂串长对导地线线间距的影响，建议地线悬垂串按加长400 mm考虑。

4)根据规程要求，地线悬垂线夹的握力值不超过14%地线计算拉断力。地线不平衡张力超过线夹握力值，地线可能发生滑移。因此，对于地线不平衡张力超过14%地线计算拉断力的塔位，建议地线悬垂串改成悬垂耐张型式或耐张串型式。