洪毅成, 蔡建賓

(國網(wǎng)福建電力科學(xué)研究院, 福州 350001)

220 kV輸電線路懸垂金具直角掛板斷裂原因分析

洪毅成, 蔡建賓

(國網(wǎng)福建電力科學(xué)研究院, 福州 350001)

某220 kV輸電線路懸垂金具直角掛板發(fā)生斷裂事故。通過對該事故背景進行分析，結(jié)合宏觀檢測、載荷分析、斷口掃描電鏡及能譜分析的方法，從金具的連接方式、運行環(huán)境、材質(zhì)狀況等方面分析了該220 kV輸電線路懸垂金具直角掛板的斷裂原因。結(jié)果表明：該直角掛板在制造時已經(jīng)存在裂紋，在腐蝕介質(zhì)和大風(fēng)的共同作用下裂紋不斷擴展，最終直角掛板發(fā)生腐蝕疲勞斷裂。最后針對斷裂原因提出了預(yù)防措施。

輸電線路；金具；直角掛板；腐蝕疲勞斷裂

電力金具在電力線路中起到連接、支撐和保護的作用，是輸變電線路上的一個重要組成部分，電力金具質(zhì)量的安全可靠對電網(wǎng)線路的安全運行具有重要的作用[1]。目前，國內(nèi)金具制造廠家數(shù)量較多，加工制造水平參差不齊，由于金具質(zhì)量問題引發(fā)的掉線事故時有發(fā)生[2-5]。筆者通過對某線路架空地線懸垂金具直角掛板(ZS-7)的斷裂原因進行分析討論，為廠家的規(guī)范生產(chǎn)提供借鑒。

1 事故線路概況

該線路于2014年6月驗收合格后正式投運，線路段沿線走廊防護區(qū)內(nèi)無臨近的樹木或建筑物，沿線走廊完全滿足線路安全運行要求。該線路地處海邊山區(qū)，常年風(fēng)力較大(5～7級)，且線路走向與常年的風(fēng)力方向剛好成近90°角，該方向的穩(wěn)定風(fēng)力是線路導(dǎo)地線起振并形成穩(wěn)定振動的理想條件，現(xiàn)場情況見圖1。按照線路檢修計劃，該線路于2016年1月4日起進行停電檢修工作，在檢修時發(fā)現(xiàn)3號塔右架空地線(良導(dǎo)體)掉落在上導(dǎo)線橫擔(dān)上，3號右地線(良導(dǎo)體)懸垂金具串?dāng)啻?，串中的連接金具直角掛板(ZS-7)發(fā)生斷裂，連接形式為單掛點雙懸垂，配套地線型號為OPGW-24B1-145光纜，懸垂金具組裝圖如圖2所示。

圖1 事故塔基現(xiàn)場周邊情況Fig.1 Surrounding situation of the accident tower

圖2 懸垂金具組裝圖Fig.2 Assembly diagram of the hanging fittings

2 理化檢驗

2.1 宏觀檢測

斷裂失效發(fā)生在直角掛板彎頭部位，所有斷口比較平整，均無明顯的塑性變形，斷口為本體材料顏色，裂紋源處顏色較深，屬于脆性斷裂。另外兩個斷口未完全斷裂，在主裂紋旁邊還有多條撕裂的小裂紋，且整個彎頭向一側(cè)彎曲變形，直角掛板的另一側(cè)發(fā)生輕微的變形，端部向兩邊張開，如圖3所示。

圖3 直角掛板斷裂形貌Fig.3 Fracture morphology of the rectangular hanging plate:(a) the front; (b) the side

2.2 實際承受載荷分析

依據(jù)設(shè)計規(guī)程規(guī)定，金具強度的安全系數(shù)不小于最大使用載荷的2.5倍，因此直角掛板(標(biāo)稱載荷為7 000 kg)的最大允許使用載荷為F=7 000 kg/2.5=2 800 kg。該線路3號塔的水平檔距為852 m，垂直檔距為889 m；設(shè)計基本風(fēng)速為33 m·s-1，相當(dāng)于最大設(shè)計風(fēng)速35 m·s-1。查閱原始設(shè)計資料，光纖復(fù)合架空地線的最大承受載荷為11 377.7 N，規(guī)程規(guī)定，山區(qū)線路設(shè)計最大風(fēng)速如無可靠資料，應(yīng)按附近平原地區(qū)的統(tǒng)計值提高10%選用。送電線路位于河岸、湖岸、高峰以及山谷風(fēng)口等易產(chǎn)生強風(fēng)的地帶時，其最大設(shè)計風(fēng)速應(yīng)較一般地區(qū)適當(dāng)增大。因此，校驗塔所處位置的計算風(fēng)速為一般地區(qū)的最大設(shè)計風(fēng)速的1.21倍，即42.35 m·s-1，相當(dāng)于14級大風(fēng)，所以光纖復(fù)合架空地線的最大承受載荷為14 660.7 N。在考慮微地形環(huán)境影響氣象條件后，直角掛板最大允許使用載荷仍然遠(yuǎn)大于光纖復(fù)合架空地線的最大承受載荷，因此該金具滿足現(xiàn)場使用要求。

2.3 斷口掃描電鏡分析

圖4 直角掛板斷口的掃描電鏡形貌Fig.4 SEM morphology of fracture surface of the rectangular hanging plate:(a) corrosion product; (b) secondary cracks

截取直角掛板最大彎處斷口，經(jīng)超聲波清洗后進行掃描電鏡分析，如圖4所示，斷口平整，無塑性變形痕跡。由于腐蝕介質(zhì)的作用，斷口被腐蝕產(chǎn)物覆蓋，在斷口邊緣處可見疲勞條紋，斷口形貌中明顯存在解理面，且可觀察到明顯的二次裂紋。這些裂紋較直，應(yīng)該屬于穿晶裂紋，因此可以判斷斷口形貌為穿晶解理斷裂 ，屬于典型的脆性斷裂特征[6]。

2.4 斷口能譜分析

截取直角掛板6個斷口(最大彎處2個斷口和起彎位置4個斷口)，位置如圖3(a)所示，經(jīng)超聲波清洗后進行能譜分析，結(jié)果如表1所示?？梢?個斷口的元素成分較為復(fù)雜，均含有硫、氯、鉀、鈣以及鋁、鎂、硅等常見腐蝕性元素，但在最大彎處2個斷口含有鋅元素，含量較高。對最大彎處2個斷口的外弧面進行面掃描，如圖5所示，發(fā)現(xiàn)最大彎處斷口均勻分布著鋅元素。

表1 斷口的能譜分析結(jié)果 (質(zhì)量分?jǐn)?shù))

圖5 最大彎處斷口的面掃描結(jié)果Fig.5 Surface scanning results of the fracture of the maximum bending position

3 分析與討論

3.1 直角掛板質(zhì)量問題

根據(jù)宏觀檢測、斷口掃描電鏡形貌和能譜分析，直角掛板存在明顯的質(zhì)量問題。直角掛板在加工成型后再進行表面熱浸鍍鋅處理，6個斷口中的2個最大彎處斷口存在大量的鋅元素，說明該產(chǎn)品加工成型時在最大彎處已經(jīng)出現(xiàn)裂紋，在進行表面熱浸鍍鋅處理時鋅液滲入到裂紋內(nèi)部[7]。在實際使用中，該直角掛板使用線路處于沿海山區(qū)，大氣環(huán)境含有氯離子等腐蝕性介質(zhì)，且該地區(qū)常年風(fēng)力較大，線路走向垂直于常年的風(fēng)力方向，導(dǎo)致該直角掛板不可避免地受到周期性振動。直角掛板在加工成型時最大彎處已存在裂紋，又在風(fēng)的作用下發(fā)生振動，導(dǎo)致直角掛板最大彎處的裂紋在周期性載荷作用下擴展，因此在斷口處可見疲勞條紋。在腐蝕介質(zhì)和大風(fēng)的共同作用下，裂紋逐漸擴展，最終導(dǎo)致直角掛板腐蝕疲勞斷裂，發(fā)生掉線事故。

3.2 金具連接方式不合理

該線路3號事故塔采用U型掛板UB-7、三腿直角掛板ZS-7、連板L-1040、三腿平行掛板PS-7、懸掛線夾XGH-4的單掛點雙懸垂連接方式。盡管直角掛板ZS-7所能承受的理論最大荷載符合現(xiàn)場設(shè)計要求，但這種連接方式使用的金具數(shù)量多，造成連接點、摩擦點以及受損點增多，容易形成隱患。特別是U型掛板和三腿直角掛板的連接，兩者連接部位的接觸面積較小，強度明顯下降，而單掛點雙懸垂的連接方式增加了金具本身的負(fù)載，使得強度進一步下降。3號事故塔處于大檔距和微地形(海邊山區(qū))等對金具受力不利的條件下，常年受到基本垂直于線路的大風(fēng)影響，金具承受長期循環(huán)變化的風(fēng)載，而且直角掛板ZS-7受力截面為4點受力，在風(fēng)偏振動和舞動的作用下，直角掛板一側(cè)受力過大，造成其連接處過緊，自由度受到限制，易產(chǎn)生彎曲應(yīng)力。從宏觀檢測可知該直角掛板已經(jīng)產(chǎn)生彎曲變形。

4 結(jié)論及建議

該直角掛板在加工成型時最大彎處已經(jīng)存在裂紋，在隨后的使用過程中，由于腐蝕介質(zhì)和周期性風(fēng)偏振動的共同作用，裂紋不斷擴展，最終發(fā)生腐蝕疲勞斷裂。針對該情況，提出以下防范措施。

(1) 加大對該線路同批次金具的巡檢，結(jié)合停電進行更換，新更換的金具需檢查合格才能投入使用。新建或改建線路連接金具不建議采用U型掛板UB+三腿直角掛板ZS的結(jié)構(gòu)組合，宜采用加強U型環(huán)組結(jié)構(gòu)。

(2) 在大檔距以及位于風(fēng)口特殊環(huán)境的線路段宜采用加強型金具，以提高其承受運行載荷和抗振動疲勞破壞能力。

(3) 提高對線路金屬監(jiān)督的重視程度，加強對金屬監(jiān)督檢查項目及標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范的執(zhí)行，保證金具材料內(nèi)部組織、力學(xué)性能、裝配等方面的質(zhì)量。

[1] 鄧大勇, 閆斌,何喜梅,等.110 kV線路“Z”型掛板斷裂分析[J].青海電力,2011,30(4):51-53.

[2] 柴志華,張樹林,蔚澤廷.220 kV忻義線116號金具斷裂分析[J].山西電力,2013(2):67-69.

[3] 武家升,劉亮,李朋.35 kV套管線夾斷裂原因分析[J].理化檢驗-物理分冊,2015,51(7):517-519.

[4] 王榮輝.500 kV輸電線路金具斷裂原因分析及處理措施[J].科技致富向?qū)?2014(3):94-95.

[5] 畢虎才,董勇軍,冀晉川.電網(wǎng)線路金具斷裂及預(yù)防[J].山西電力,2014(1):22-24.

[6] 鐘群鵬,趙子華.斷口學(xué)[M].北京:高等教育出版社,2015:242-258.

[7] 李遠(yuǎn)鵬,楊佑華,唐囡,等.熱鍍鋅鋼鐵制件表面顆粒缺陷成因分析及預(yù)防措施[J].理化檢驗-物理分冊,2015,51(4):263-266.

Analysis on Fracture Reasons of Rectangular Hanging Plates of Hanging Fittings in the 220 kV Electric Transmission Line

HONG Yicheng, CAI Jianbin

(State Grid Fujian Electric Power Research Institute, Fuzhou 350001, China)

A fracture accident of the rectangular hanging plates of hanging fittings occurred in a 220 kV electric transmission line. Based on the analysis of the accident background, through the macroscopic inspection, load analysis, scanning electron microscope and spectrum analysis of the fracture, the fracture reasons were analyzed from the aspects of the connection type, operation environment, material quality condition, and so on. The results show that: there were some cracks in the rectangular hanging plates during manufacturing process; under the combined action of corrosive medium and high wind, cracks propagated constantly, and eventually led to the corrosion fatigue fracture of the rectangular hanging plates. Finally, some preventive measures were proposed according to the fracture reasons.

electric transmission line; fitting; rectangular hanging plate; corrosion fatigue fracture

質(zhì)量控制與失效分析

10.11973/lhjy-wl201705013

2016-07-28

洪毅成(1981-),男,工程師,主要從事電網(wǎng)金屬材料失效分析研究,hongych99@126.com

TM75; TG115

B

1001-4012(2017)05-0361-04