王銳，彭向陽(yáng)，梁永純

(廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣東 廣州 510080)

廣東地區(qū)雷電活動(dòng)強(qiáng)烈，近10年全省地閃密度平均值為8.32次/(km2·a)，達(dá)到強(qiáng)雷區(qū)(大于7.98次/(km2·a))的等級(jí)，為全國(guó)首位[1-2]。廣東地區(qū)除雷電活動(dòng)頻繁外，雷電定位系統(tǒng)經(jīng)常監(jiān)測(cè)到大幅值雷電流，甚至多次監(jiān)測(cè)到大于300 kA的雷電流。大幅值雷電流除造成線路跳閘、同塔多回線路同時(shí)跳閘外，還可能導(dǎo)致線路設(shè)備受損[3-7]。

國(guó)內(nèi)關(guān)于雷擊造成架空地線(以下簡(jiǎn)稱“地線”)斷線的問題，在文獻(xiàn)或報(bào)道中有一些案例[8-11]，但主要發(fā)生在110 kV線路，絕大多數(shù)斷裂點(diǎn)發(fā)生在地線掛點(diǎn)位置，且地線截面積較小，普遍小于35 mm2。但是，2017年廣東電網(wǎng)發(fā)生了一起由于超強(qiáng)雷電流造成220 kV架空線路地線(型號(hào)為GJ-50)斷線的故障，是極為罕見的因雷電直接導(dǎo)致地線斷裂的情況[12-14]。本文以該起故障為例，對(duì)雷擊造成地線斷線的原因和機(jī)理進(jìn)行分析，旨在為架空輸電線路地線運(yùn)維和隱患排查提供指導(dǎo)性建議。

1 故障概況

2017年7月7日16時(shí)35分，廣東電網(wǎng)220 kV陽(yáng)旗甲線A、B相與陽(yáng)旗乙線A、B相同時(shí)發(fā)生跳閘，重合閘閉鎖；16時(shí)57分陽(yáng)旗甲線強(qiáng)送成功，恢復(fù)運(yùn)行；17時(shí)13分陽(yáng)旗乙線強(qiáng)送成功，線路恢復(fù)運(yùn)行?，F(xiàn)場(chǎng)檢查發(fā)現(xiàn)陽(yáng)旗甲、乙線140號(hào)塔A、B相復(fù)合絕緣子及金具均有雷擊閃絡(luò)痕跡，導(dǎo)線表面未發(fā)現(xiàn)異常，如圖1所示；同時(shí)發(fā)現(xiàn)140號(hào)至141號(hào)塔地線斷線(靠近140號(hào)塔約100 m位置)，如圖2所示。采用地線型號(hào)為XLXGJ-50(鋅-5%鋁-稀土合金鍍層鋼絞線)，絞線本體為鋼絲，表面鍍鋅鋁稀土合金鍍層，該地線為2004年投運(yùn)。

(a)甲線A相和B相絕緣子并聯(lián)間隙放電痕跡

(b)乙線A相和B相絕緣子并聯(lián)間隙放電痕跡圖1 陽(yáng)旗甲、乙線絕緣子放電痕跡Fig.1 Discharge marks of insulators on Yangqi AB lines

圖2 地線斷裂形貌Fig.2 Fracture morphology of ground wire

經(jīng)查雷電定位系統(tǒng)，2017年7月7日16時(shí)35分17秒，220 kV陽(yáng)旗甲、乙線線路長(zhǎng)度2 km范圍1 min內(nèi)查詢到1次落雷，雷電流為475.9 kA(正極性)，最近桿塔為142、143號(hào)塔，實(shí)際雷擊點(diǎn)位于140-141檔，與雷電定位系統(tǒng)查詢結(jié)果(圖3)吻合(系統(tǒng)存在1 km左右的距離誤差)[15]。

圖3 雷電定位系統(tǒng)查詢結(jié)果Fig.3 Query result of lightning location system

2 斷線原因分析

2.1 地線選型設(shè)計(jì)分析

由于地線于2004年投運(yùn)，架空線路設(shè)計(jì)采用了當(dāng)時(shí)的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，即DL/T 5092—1999《110～500 kV架空送電線路設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程》[16]。關(guān)于地線選型要求，DL/T 5092—1999中7.0.4規(guī)定：“地線應(yīng)滿足電氣和機(jī)械使用條件要求，可選用鍍鋅鋼絞線或復(fù)合型絞線。驗(yàn)算短路熱穩(wěn)定時(shí)，地線的允許溫度：鍍鋅鋼絞線可采用+400 ℃。計(jì)算時(shí)間和相應(yīng)的短路電流應(yīng)根據(jù)系統(tǒng)情況決定。地線選用鍍鋅鋼絞線時(shí)與導(dǎo)線的配合不宜小于表7.0.4的規(guī)定。”且條文說(shuō)明提到“330 kV及以下電壓等級(jí)線路采用分裂導(dǎo)線時(shí)，可根據(jù)子導(dǎo)線的型號(hào)，按表的要求選用地線。”

線路導(dǎo)線型號(hào)為L(zhǎng)GJ-2*300/40，地線型號(hào)為XLXGJ-50，滿足當(dāng)時(shí)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)要求。但DL/T 5092—1999同時(shí)規(guī)定，地線選型時(shí)需進(jìn)行短路熱穩(wěn)定校驗(yàn)(主要考慮單相故障時(shí)的情況)。參考DL/T 5092—1999中的推薦公式，計(jì)算得到地線短路熱穩(wěn)定允許電流值為13.54 kA。根據(jù)線路故障二次保護(hù)差動(dòng)電流信息，陽(yáng)旗甲線A相合成差流一次值為6.126 kA，B相合成差流一次值為5.351 kA，C相合成差流幾乎為零，則陽(yáng)旗甲線零序電流小于1 kA；陽(yáng)旗乙線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相合成差流幾乎為零，則陽(yáng)旗乙線零序電流也小于1 kA。假設(shè)最極端情況，即陽(yáng)旗甲、乙線零序電流全部通過(guò)地線返回變電站變壓器中性點(diǎn)(實(shí)際上接近10%的零序電流通過(guò)鐵塔入地返回[17-18])，零序電流經(jīng)其中一根地線向一端變電站傳導(dǎo)時(shí)(實(shí)際上零序電流經(jīng)兩根地線往兩端變電站傳導(dǎo))，地線中通過(guò)的短路電流值小于2 kA，即地線中經(jīng)過(guò)的短路電流遠(yuǎn)小于短路熱穩(wěn)定允許電流值(13.54 kA)。

2.2 地線斷線材料分析

2.2.1 斷口外觀檢查

該地線由7股單絲絞合，對(duì)斷口形貌進(jìn)行檢查，如圖4所示。7股中有3股斷口整齊，無(wú)明顯頸縮現(xiàn)象；另外4股斷口出現(xiàn)頸縮，并且在斷口附近20～30 mm位置，單絲截面積出現(xiàn)不同程度的減小，同時(shí)金屬絲表面出現(xiàn)數(shù)道裂紋；斷口及附近單絲表面變黑，表明地線受到過(guò)高溫作用。

圖4 地線斷裂后形貌檢查Fig.4 Examination of morphology after fracture of ground wire

2.2.2 斷口微觀分析

利用掃描電鏡對(duì)斷口及附近地線表面進(jìn)行微觀形貌分析。斷口微觀形貌如圖5所示，兩個(gè)斷口表面不規(guī)則，并且出現(xiàn)了金屬熔化后再冷卻于金屬表面的現(xiàn)象。斷口附近微觀形貌如圖6所示：斷口附近地線單絲表面也出現(xiàn)了部分金屬重熔，熔化的金屬凝固于絞線單絲表面形成了較光滑的形貌；稍遠(yuǎn)離斷口的位置，其表面則無(wú)金屬重熔現(xiàn)象。

圖5 地線斷口微觀形貌Fig.5 Micromorphology of ground wire fracture

圖6 地線斷口附近表面微觀形貌Fig.6 Surface micromorphology near to ground wire fracture

2.2.3 斷口表面成分分析

對(duì)地線單絲表面物質(zhì)進(jìn)行能譜分析，斷口形貌如圖7所示，能譜分析結(jié)果見表1、表2。斷口附近重熔過(guò)的單絲能譜分析表明，表面含有較多Fe的氧化物，較少的Zn元素，說(shuō)明絞線單絲經(jīng)過(guò)高溫?zé)g后，鍍層已大量損失。而在稍遠(yuǎn)離斷口無(wú)重熔的位置，地線單絲表面含有較多Zn元素，未發(fā)現(xiàn)Fe元素，說(shuō)明表面鍍層完好。

圖7 地線斷口單絲表面形貌Fig.7 Surface morphology of monofilament of ground wire fracture

表1 地線斷口單絲表面能譜分析結(jié)果(斷口附近)
Tab.1 Surface energy spectrum analysis results of monofilament of ground wire fracture (near to the fracture)

元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%原子分?jǐn)?shù)/%C8.0021.02O18.8537.16Zn3.911.89Al0.720.84Si0.670.75Fe67.8638.34

表2 地線斷口單絲表面能譜分析結(jié)果(遠(yuǎn)離斷口處)
Tab.2 Surface energy spectrum analysis results of monofilament of ground wire fracture (far away from the fracture)

元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%原子分?jǐn)?shù)/%C0.651.93O24.5954.44Zn70.5538.23Al1.912.51Si2.302.90Fe00

2.2.4 單絲力學(xué)性能檢測(cè)

地線單絲的力學(xué)性能見表3。根據(jù)表3數(shù)據(jù)，取樣單絲抗拉強(qiáng)度平均值為1 356 MPa，高于產(chǎn)品質(zhì)量證明書中1 270 MPa的要求，表明地線單絲樣品抗拉強(qiáng)度滿足產(chǎn)品性能要求。其他技術(shù)參數(shù)參照YB/T 179—2000《鋅-5%鋁-稀土合金鍍層鋼絞線》[19](目前已被GB/T 20492—2006《鋅-5%鋁-混合稀土合金鍍層鋼絲、鋼絞線》[20]代替)執(zhí)行，單絲公稱直徑2.9 mm，允許偏差±0.1 mm，樣品直徑測(cè)量滿足技術(shù)指標(biāo)要求；伸長(zhǎng)率試驗(yàn)在YB/T 179—2000中針對(duì)整根地線段進(jìn)行(伸長(zhǎng)率要求不小于5%)，與本次測(cè)試條件不同，故不作比較。

表3 地線單絲力學(xué)性能
Tab.3 Mechanical properties of monofilament

樣品編號(hào)直徑/mm伸長(zhǎng)率/%抗拉強(qiáng)度/MPa12.885.01 35722.894.51 36332.883.01 348

2.3 地線斷線機(jī)理分析

2.3.1 地線斷線類型及斷口形態(tài)分析

地線斷線常見類型：①因機(jī)械振動(dòng)造成地線在線夾位置斷股，最終導(dǎo)致斷線；②老舊地線因腐蝕造成機(jī)械強(qiáng)度下降引起斷線；③地線接頭位置因壓接不良造成的斷線；④因外力破壞或施工損傷造成地線斷線；⑤因工頻電流造成地線燒斷(一般發(fā)生在懸垂、耐張線夾位置或地線通流能力薄弱點(diǎn))和因雷電流直擊造成地線斷股損傷引起的斷線(一般發(fā)生在檔中雷擊點(diǎn)位置)。

地線因雷擊造成斷線的斷口形態(tài)類型：①在雷電電弧的瞬時(shí)極高溫作用下直接熔斷，斷口附近能觀察到明顯的金屬融合燒蝕、未見顯著的拉伸變形；②在電弧的高溫作用下部分熔融，使導(dǎo)線力學(xué)性能大大降低，在外力作用下經(jīng)過(guò)較大塑性變形后被拉斷，斷口位置出現(xiàn)明顯頸縮細(xì)化的塑性變形特征，單絲表面伴隨出現(xiàn)青黑色金屬氧化物；③在常溫或較高溫度下高速率拉伸斷裂，這種情況下斷口一般出現(xiàn)較為銳利平整的脆性斷裂特征，表明該情況下地線具備較高的抗拉強(qiáng)度與較低的延伸率。

陽(yáng)旗甲、乙線地線斷線出現(xiàn)了兩種斷口形態(tài)，一種表面部分熔化，經(jīng)過(guò)拉伸出現(xiàn)明顯的頸縮塑性變形情況；另一種為幾乎無(wú)變形的脆性平整斷口。

2.3.2 地線斷線過(guò)程分析

地線斷口外觀形貌特征：所有地線單絲均出現(xiàn)了青黑色燒蝕痕跡，經(jīng)表面成分能譜分析，主要產(chǎn)物為鐵的氧化物，地線表面少數(shù)區(qū)域還觀察到部分熔化跡象，未觀察到單絲嚴(yán)重熔融黏合；多數(shù)地線斷口附近能觀察到整體細(xì)化頸縮、環(huán)向裂紋現(xiàn)象。

由于地線斷線發(fā)生在檔中(距140號(hào)塔約100 m處)，地線斷線位置無(wú)外力破壞或損傷痕跡，且工頻零序電流不足以造成地線過(guò)熱，故判斷此次斷線為雷電流作用于架空地線造成(故障時(shí)刻雷電定位系統(tǒng)查詢最大雷電流為正極性的475.9 kA)。雷電高溫并未直接熔斷地線，而是在部分區(qū)域集中受熱形成鐵的氧化物，導(dǎo)致地線部分區(qū)域處于短時(shí)高溫受力拉伸狀態(tài)。

根據(jù)有關(guān)文獻(xiàn)，雖然雷電流在通過(guò)導(dǎo)體時(shí)的熱效應(yīng)不大，但是當(dāng)雷擊導(dǎo)體時(shí)，在直接與放電通道相接觸的地方卻可能受到高溫的作用，有時(shí)可以使金屬熔化達(dá)幾毫米的深度。這個(gè)現(xiàn)象很可能是有些架空地線不正常斷股的原因。雷電流的電弧熱效應(yīng)可作為絕熱過(guò)程，理論上可通過(guò)熱平衡方程計(jì)算：

i2RθΔt=cθmΔθ.

(1)

式中：i為雷電流值，A；Rθ為溫度θ時(shí)雷擊點(diǎn)附近電弧的電阻，Ω；Δt為電弧持續(xù)時(shí)間，s；cθ為溫度θ時(shí)導(dǎo)體的比熱容，J/(kg·K)；m為導(dǎo)體的質(zhì)量，kg；Δθ為導(dǎo)體溫升，K。

由于雷電流的大部分能量集中在電弧上，而電弧作用點(diǎn)很小(即m很小)，同時(shí)電弧電阻難以確定，因此計(jì)算導(dǎo)體溫升時(shí)，m和Rθ的選取是一個(gè)難點(diǎn)。

為簡(jiǎn)化計(jì)算，m取對(duì)應(yīng)10 mm長(zhǎng)度的地線，則m=3.67×10-3kg(參考YB/T 179—2000給定的技術(shù)參數(shù))；Rθ取地線的體電阻，近似考慮為10 mm長(zhǎng)度地線的電阻值，Rθ=4.26×10-5Ω；電流值i取雷電流幅值Im=475.9 kA(正極性)；Δt取100 μs(一般雷電半波長(zhǎng)時(shí)間20～100 μs，正極性的雷電流有時(shí)有很長(zhǎng)的波頭和波尾)；cθ取460 J/(kg·K)。

簡(jiǎn)化計(jì)算得到地線局部溫升為Δθ=571.5 K。同理，其他條件不變的情況下，計(jì)算得出雷電流分別為50 kA、100 kA、150 kA、200 kA、300 kA、400 kA、500 kA、600 kA、700 kA時(shí)的地線局部溫升，結(jié)果見表4。

表4 不同雷電流幅值引起的地線局部溫升
Tab.4 Local temperature rise of ground wire caused by different lightning current amplitudes

雷電流幅值/kA地線局部溫升/K雷電流幅值/kA地線局部溫升/K雷電流幅值/kA地線局部溫升/K50620010150063110025300227600908150564004047001 237

由于文獻(xiàn)資料尚無(wú)專門針對(duì)鍍鋅鋼絞線開展的高溫機(jī)械強(qiáng)度試驗(yàn)研究數(shù)據(jù)，本文選擇A3碳素結(jié)構(gòu)鋼作為類比分析，文獻(xiàn)[21]對(duì)A3鋼的高溫力學(xué)性能開展了專門研究，各溫度下的屈服強(qiáng)度、彈性模量及條件屈服強(qiáng)度值見表5(500 ℃和600 ℃均進(jìn)行了2次試驗(yàn))。由表5可知，A3鋼在600 ℃時(shí)的屈服強(qiáng)度f(wàn)yT為常溫時(shí)(近似以100 ℃時(shí)的屈服強(qiáng)度代替)的0.41倍。

表5 恒溫加載條件下試件高溫強(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果
Tab.5 Test results of high temperature strength of specimens under constant temperature loading condition

溫度/℃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為屈服強(qiáng)度；ET為彈性模量；f0.1、f0.2、f0.5、f1.0、f1.5為條件屈服強(qiáng)度值，分別對(duì)應(yīng)鋼材應(yīng)變?yōu)?.1%、0.2%、0.5%、1.0%和1.5%的情況。

綜合分析地線受雷電流作用時(shí)的斷口外觀形貌、局部熱效應(yīng)和鋼材料機(jī)械強(qiáng)度隨溫度的變化規(guī)律，本次地線斷線的最終原因?yàn)椋撼瑥?qiáng)雷電流直擊地線時(shí)，不僅造成鋼絞線單絲輕微熔融受損，同時(shí)產(chǎn)生的局部溫升造成鋼絞線機(jī)械性能嚴(yán)重下降，最終地線整體承載能力低于實(shí)際受力，出現(xiàn)整體拉斷。雷電流造成的局部溫升與雷電流幅值的平方成正比關(guān)系，假設(shè)鋼絞線的高溫機(jī)械強(qiáng)度性能類似于A3鋼，則溫度達(dá)到600 ℃以上時(shí)(屈服強(qiáng)度降低為常溫時(shí)的0.4倍左右)，鋼絞線機(jī)械強(qiáng)度的降低程度難以保證其正常運(yùn)行；若雷電流在400 kA以下時(shí)，雷電流引起的局部溫升不至于造成鋼絞線機(jī)械強(qiáng)度的嚴(yán)重下降，鋼絞線仍能正常運(yùn)行。

斷口外觀形貌形成原因：多數(shù)單絲在高溫作用下強(qiáng)度大幅降低，但塑性增加，最終斷口附近出現(xiàn)明顯的頸縮塑性變形；部分單絲受熱量相對(duì)較低，但強(qiáng)度也出現(xiàn)了一定程度降低，最終斷口為較平整的脆性斷口。

3 結(jié)論及運(yùn)維建議

3.1 結(jié)論

a)220 kV陽(yáng)旗甲、乙線140-141塔檔中右側(cè)架空地線斷線原因：雷電流電弧燒蝕和局部熱效應(yīng)的共同作用，導(dǎo)致地線機(jī)械強(qiáng)度顯著下降，地線在運(yùn)行張力作用下發(fā)生整體拉斷。根據(jù)雷電流局部溫升簡(jiǎn)化計(jì)算結(jié)果，400 kA以下的雷電流不會(huì)造成該型號(hào)(XLXGJ-50)架空地線的雷擊直接斷線。

b)地線斷口的形貌特征產(chǎn)生原因：雷電流的局部熱效應(yīng)造成多數(shù)單絲受高溫作用，在強(qiáng)度大幅降低的同時(shí)塑性增大，斷口附近單絲出現(xiàn)明顯塑性變形；部分單絲受熱量相對(duì)較低，強(qiáng)度也發(fā)生一定程度降低，但塑性未發(fā)生較大變化，最終斷口為較平整的脆性斷口。

3.2 運(yùn)維建議

a)由于出現(xiàn)超強(qiáng)雷電流(475.9 kA)的概率低(根據(jù)概率分布規(guī)律，出現(xiàn)大于該幅值雷電流的概率為3.9×10-6)，且地線選型設(shè)計(jì)滿足當(dāng)初設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)要求，針對(duì)本次雷電流引起的斷線問題，不建議對(duì)該線路或同類架空地線進(jìn)行大規(guī)模更換改造。

b)由于雷擊引起地線斷線，除受雷電流幅值及持續(xù)時(shí)間影響外，還與地線熱容量和電阻有關(guān)(熱容量受地線截面積、材質(zhì)、比熱容的影響)。建議結(jié)合重點(diǎn)關(guān)注的交叉跨越區(qū)段和老舊地線改造計(jì)劃，首先針對(duì)多雷區(qū)和強(qiáng)雷區(qū)的35 mm2及以下規(guī)格地線和懷疑有斷線風(fēng)險(xiǎn)的50 mm2地線進(jìn)行改造。

c)雷電流對(duì)地線的燒蝕程度除了受雷電流幅值及持續(xù)時(shí)間影響外，還與單絲材質(zhì)和直徑有關(guān)，為減少雷電流造成地線斷股的問題，建議地線選型時(shí)單絲直徑不應(yīng)太小。其中，國(guó)內(nèi)常用鍍鋅鋼絞線中單絲直徑最小為2.5 mm。廣西電網(wǎng)曾經(jīng)頻繁發(fā)生GJ-50(19×φ1.8 mm)因雷擊斷股問題，改為GJ-50(7×φ3.2 mm)后，未發(fā)生過(guò)斷股現(xiàn)象[22]。