劉慶豐，李輝，陳路，侯長健

(中國能源建設集團湖南省電力設計院有限公司，湖南長沙410007)

2019年2月8—25日，湖南中、西北部，貴州東北部地區(qū)持續(xù)雨雪冰凍天氣，某±800 kV直流線路因導地線覆冰先后發(fā)生1513號塔極Ⅰ閉鎖、地線斷線和1462號塔極Ⅱ閉鎖、0981號塔極Ⅱ故障事件，嚴重破壞了某直流線路可靠供電。

某直流線路自投運以來共發(fā)生故障5起，其中線路跳閘4次，閉鎖1次，根據(jù)歷年停電檢修及運維情況分析，4次跳閘均因雷擊原因引起，而線路閉鎖及金具損壞均由冰害引起。從檢修恢復情況來看，冰害所造成的線路損傷面積廣、損傷程度深、恢復難度大，嚴重危害線路安全運維。該線路1513—1514號塔地線斷裂事故是此次冰害中最嚴重、影響范圍最大的事故。為了避免再次出現(xiàn)類似事故，有必要開展事故調(diào)查分析，研究治理對策。

1 事故現(xiàn)場調(diào)查

2019年2月16日19∶00，某直流線路極Ⅰ跳閘，再啟動不成功，造成極Ⅰ閉鎖，停運負荷1 736 MW。故障排查發(fā)現(xiàn)該直流線路1513—1514號塔檔中地線斷線，1513號塔地線懸垂線夾出現(xiàn)嚴重損壞，如圖1—2所示，斷線位置如圖3所示。

圖1 1513號塔地線懸垂線夾損壞

圖2 懸垂套殼破損

圖3 事故段平斷面圖

故障現(xiàn)場屬于高山地形，平均海拔663.7 m，設計風速27 m/s，設計覆冰厚度20 mm，導線為6×JL/G2A—900/75鋼芯鋁絞線，兩根地線為JLB20A-150鋁包鋼絞線。

地線斷裂后懸掛在1514號塔極Ⅰ線跳線上，地線斷線點距離耐張線夾約251 m，地線斷口處鋁包鋼絞線外層9股存在較為明顯的灼燒痕跡。1513號塔極Ⅰ側地線懸垂套殼出口處破損嚴重，橡膠襯墊被擠出，預絞絲被擰成麻花狀，地線在線夾中可自由滑動。另一側地線懸垂串向大號側偏移，懸垂套殼和預絞絲存在類似的損壞。在斷線檔對地線掉落的冰塊進行現(xiàn)場取樣，在靠近1514號塔海拔593.7 m處取樣，采用稱重法計算地線覆冰厚度為20.8 mm，見表1。

表1 覆冰厚度

2 事故分析

2.1 地線覆冰過載能力分析

事故段導地線設計張力按20 mm重冰區(qū)設計，地線設計最大使用張力安全系數(shù)取3.5，70%破壞張力時地線允許覆冰厚度為49 mm，100%破壞張力時地線允許覆冰厚度為66 mm，而現(xiàn)場實測覆冰厚度僅為20.8 mm，遠遠小于設計最大允許覆冰厚度 (表2)。根據(jù)電線力學理論，架空地線最大張力應出現(xiàn)在懸掛點位置，如果地線斷裂是因覆冰過載引起的，斷線點應在懸掛點位置，而現(xiàn)場斷線點位于靠近弧垂最低點的位置。因此，地線覆冰過載不是斷線的原因。

表2 地線覆冰過載能力

2.2 不平衡張力分析計算

事故段地線20 mm覆冰區(qū)覆冰情況見表3，考慮1512—1513號塔地線脫冰80%，地線覆冰不平衡張力計算結果見表4—5[1]，可知1513號塔地線不平衡張力達到地線最大使用張力的36.5%(對應地線計算拉斷力的10.4%)，受力方向為大號側方向。根據(jù)DL/T 756—2009《懸垂線夾》的規(guī)定，鋁包鋼絞線懸垂線夾握力不小于地線計算拉斷力的14%，因此，地線不平衡張力接近鋁包鋼絞線懸垂線夾握力值。

表3 地線覆冰情況

表4 地線覆冰不平衡張力計算結果

為了分析地線串長對不平衡張力的影響，假設地線串加長0.3 m，串重增加8 kg，地線覆冰不平衡張力見表5。

表5 地線覆冰不平衡張力計算結果(串長加長0.3 m)

從上表可以看出，地線串加長0.3 m，不平衡張力為地線最大使用張力的34.5%，較加長前減少2%。因此，加長地線串可有效改善地線不平衡張力，減少地線在不平衡張力的作用下發(fā)生滑移的風險。

2.3 地線懸垂線夾的下傾角

預絞式雙懸垂線夾由兩個懸垂線夾組成，單個線夾標稱破壞荷載為80 kN，整串破壞荷載為160 kN。線夾由預絞絲、橡膠襯墊、懸垂套殼和U型抱箍組成，如圖5所示。預絞絲的材質為牌號LF10鋁合金，直徑為6.3 mm，長度2 000 mm。懸垂套殼材質為ZL102，U型抱箍材質為牌號6061鋁合金，線夾螺栓強度等級為6.8級。

圖5 預絞式懸垂線夾圖

根據(jù)工程金具通用技術規(guī)范要求，預絞式雙懸垂線夾的船體單側出口角為0°～25°。通過計算，最大覆冰工況下1513號塔前側地線懸垂串的下傾角為20.7°，接近雙懸垂線夾最大允許出口角 25°。

2.4 脫冰跳躍計算分析

為了校驗脫冰跳躍動態(tài)接近距離，導線脫冰跳躍高度計算可以采用如下公式計算。

式中，Hc為導線脫冰跳躍高度 (以脫冰前弧垂最低點為基準)；m為局部脫冰系數(shù)，取1；Δf為脫冰前后導線弧垂差，m；L為脫冰檔檔距，m。

1513號塔為 ZC27204直線塔，1514號塔為JC27203轉角塔，桿塔尺寸見圖6和圖7(圖中單位為mm)，導地線水平位移和垂直距離見表6。

圖6 ZC27204直線塔

圖7 JC27203轉角塔

表6 導地線水平位移和垂直距離一覽表 m

假設1513—1514號塔地線覆冰25 mm，導線覆冰20 mm，導線脫冰80%，地線100%覆冰，脫冰跳躍計算結果見表7—8。

表7 脫冰跳躍計算輸入條件

表8 脫冰跳躍計算輸出結果 m

從計算結果可以看出，靜態(tài)接近距離8.82 m滿足操作過電壓要求的最小空氣間隙要求(5.3 m)，動態(tài)接近距離6.14 m滿足工頻過電壓要求的最小空氣間隙要求 (2.3 m)。因此，正常脫冰情況下不會發(fā)生導地線放電。

從現(xiàn)場故障情況來看，地線懸垂串的懸垂線夾和預絞絲損壞，橡膠襯墊被擠出，地線在線夾里可自由滑動，考慮地線向大號側滑移1 m，則1513—1514號檔地線弧垂增大3 m，造成導地線距離變小，如圖8所示。同時，導線脫冰跳躍后，導線在風的作用下向地線水平方向擺動，導致導地線凈空距離為1.93 m，小于工頻過電壓要求的最小空氣間隙2.3 m，造成導地線放電[6-9]。

圖8 導線脫冰跳躍接近地線示意圖

2.5 懸垂線夾的試驗分析

影響地線預絞式懸垂線夾握力的主要因素包括:預絞絲長度、預絞絲單絲直徑、預絞絲材質。通過對不同材質型式的懸垂線夾的試驗，對比分析影響地線預絞式懸垂線夾握力的影響因子，從而確定最優(yōu)的結構型式及尺寸，以提高懸垂線夾握力。

2.5.1 試驗方法

預絞式懸垂線夾握力試驗主要依據(jù)GB/T 2317.1—2008《電力金具試驗方法 第1部分:機械試驗》，具體方法如下:將地線金具型號為CLS-16-150一端固定在試驗機上，將地線預絞式懸垂線夾固定在地線上，并按規(guī)定的緊固力矩擰緊螺栓，隨后將線夾懸掛點連接在試驗機上，在線夾出口作參考標記，逐步增加載荷達到規(guī)定的握力值，保持60 s，然后繼續(xù)加載直至線夾發(fā)生滑移。握力試驗布置如圖9所示。

圖9 握力試驗布置

2.5.2 試驗結果

根據(jù)表9的試驗方案開展地線預絞式雙懸垂試驗，每個方案都進行了3次測試，握力要求值均為27.8 kN(198.41 kN×14%)，均出現(xiàn)外層絞絲滑移的試驗現(xiàn)象，具體試驗數(shù)據(jù)見表10。

表9 地線預絞式雙懸垂試驗方案

表10 地線預絞式雙懸垂試驗結果 kN

根據(jù)以上試驗結果，方案1的握力最小，方案2的握力最大。事故塔位地線懸垂線夾采用方案1，是四種懸垂線夾結構形式中握力最小的一種。為了提高地線懸垂線夾的握力，建議懸垂線夾采用方案2的結構型式，將外層絞絲材質由鋁合金改為鋁包鋼，同時增加內(nèi)、外絞絲長度，地線預絞式雙懸垂線夾內(nèi)層絞絲長度3 000 mm，外層絞絲長度2 400 mm。

3 結論和建議

造成本線路地線斷裂的主要原因是1513號塔地線懸垂線夾懸垂角接近最大值，在較大覆冰垂直荷載和覆冰不平衡張力雙重作用下線夾發(fā)生損壞，橡膠襯墊被擠壓脫落，地線在覆冰不平衡張力的作用下線夾向大號側自由滑動，大號側地線弧垂增大，同時導線脫冰后向地線斜向跳躍，造成導地線間距不夠引起導地線放電。地線外層幾股單絲首先被熔斷，然后地線出現(xiàn)脫冰而產(chǎn)生較大的沖擊力，最終導致地線斷裂。

因此，地線覆冰不平衡張力和懸垂線夾損壞后握力失效導致地線發(fā)生滑移是本次事故的主要原因，改進措施應從降低地線覆冰不平衡張力和加強地線懸垂線夾強度和提高線夾握力著手，建議如下:

1)根據(jù)地線懸垂線夾的試驗分析，加長預絞絲可以提高線夾握力。建議地線預絞式雙懸垂線夾的外層絞絲材質由鋁合金改為鋁包鋼，內(nèi)層絞絲長度3 000 mm，外層絞絲長度2 400 mm。

2)改進預絞絲懸垂線夾的結構形式和材質，提高線夾的出口允許角和線夾套殼的強度。

3)地線懸垂串加長400 mm，縱向不平衡張力將降低約2%，可有效抑制重覆冰后地線滑移或脫落，而地線懸垂串分別加長 600 mm、800 mm、1 000 mm后，雖然可以進一步降低縱向不平衡張力，但相對降幅較小，效果不明顯，同時考慮地線懸垂串長對導地線線間距的影響，建議地線懸垂串按加長400 mm考慮。

4)根據(jù)規(guī)程要求，地線懸垂線夾的握力值不超過14%地線計算拉斷力。地線不平衡張力超過線夾握力值，地線可能發(fā)生滑移。因此，對于地線不平衡張力超過14%地線計算拉斷力的塔位，建議地線懸垂串改成懸垂耐張型式或耐張串型式。