接地极线路导线脱落事故原因分析及相应措施

陈 光,杨振国,杨振家,王金笙,靳宪瑶

(1．东北电力设计院,长春 130021;2．黑龙江省电力勘察设计研究院,哈尔滨 150078;3．国网吉林省电力有限公司培训中心,长春 130062;4．大连电力勘察设计院有限公司,辽宁 大连 116011)

目前,高压直流输电是国内电力输送的一个重要方向。正常情况下,与其他高压输电线路一样,接地极线路导线下方不影响人的一般生产耕作等活动。接地极线路在单极大地回路运行状态下一旦发生导线脱落,将有几千安培的电流通过导线脱落点流入大地,导致附近地面局部土壤温度、地电位、跨步电压及接触电势等主要指标短时内迅速升高,直接威胁到附近人畜的安全,所以除不可抗自然灾害因素外,应避免任何其他因素导致的导线脱落。就接地极线路导线脱落事故来看,“葛上”直流工程两端换流站接地极线路曾因绝缘子未加装招弧角,在投运初期,两端都发生过雷击脱落事故,类似的问题在国外工程中也有发生,因此,在“天广”及以后的直流工程中,接地极线路绝缘子均加装招弧角。截至2010年,运行中未再发生导线脱落事故[1]。但2010年国内某条接地极线路却发生了由于招弧角间隙问题而引发的导线脱落事故。本文通过对该次事故的分析,结合国内外有关高压直流绝缘间隙研究成果,明确了招弧角间隙的设计取值范围,为招弧角设计取值范围提供了基础理论依据。

1 接地极线路运行情况

某接地极线路于2010年9月投入运行,2012年7月 6日直流系统运行方式为极Ⅰ直流系统处于检修状态,极Ⅱ直流系统单极金属回路运行,直流系统电压为 400 kV,接地极母线电压 UDN为 25 kV。19∶17极Ⅱ直流系统在单极金属回路转单极大地回路操作金属回路转换开关(MRTB)后,运行工作站(OWS)报接地极电阻监视阻抗异常,UND由 25 kV降至3．1 kV,且接地电阻 REZ逐渐增大 ,到同日 20∶00,REZ增大至 160Ω不变。考虑到安全及巡视能见度等问题,7月7日在对接地极线路进行巡视时发现接地极线路 4号塔一侧导线绝缘子炸裂(面向接地极址方向左侧),导线脱落,地面发现绝缘子炸裂碎片,招弧角严重烧损。脱落导线周围地面有烧灼痕迹。该接地极线路杆塔采用十字形设计,导线采用2组 2分裂 LGJ-630/45钢芯铝绞线,水平布置,悬垂绝缘子串采用单、双联 160 kN直流盘型瓷绝缘子,每联3片设计。悬垂及耐张绝缘子串均加装招弧角。直流系统额定电压为±500 kV,单极大地运行方式下额定入地电流为 3000 A。

经向运行部门了解,7月 6日“接地电阻监视阻抗异常”报警及事故发生前的 6月 28日及 7月 4日,电网运行均有异常情况发生。在换流站操作过程中,均发生过接地极极线电流不平衡报警情况。

2 事故原因分析

在换流站站内分别对上述每组极线分别加装了自换流站面对接地极线路方向左侧线路(IDEL1)及右侧线路(IDEL2)两个电流测量装置。正常运行时,IDEL1和 IDEL2数值应基本一致。

a．根据接地极线路不平衡保护原理,事故发生前 6月 28日 16：39及 7月 4日 14：23,从 2次 IDEL电流不平衡波形可以分析得出如下结论：2次电流不平衡出现时,直流线路极Ⅰ停运,均出现在极Ⅱ线路由单极大地回路转为单极金属回路过程中,即发生在拉开金属回路转换开关(MRTB)时段;从 2次大地回路转金属回路的UDN波形看,2次转换过程中拉开 MRTB时的UDN都较大,即瞬时的操作过电压超过了 110 kV。

b．6月 28日 06：23接地极线路故障 ,接地级线路电流不平衡告警,30 ms后复归。经运行部门查看2套系统的双极中性线差动保护的差流基本为0,基本可以排除 IDEL1本身测量的故障,初步可以断定IDEL1接地极极线上某处的绝缘被破坏或降低,导致 IDEL1电流增大,30 ms后不平衡报警消失说明绝缘没有完全被破坏。由于接地极线路是从换流站出发,4根子导线最终通过线路,在接地极极址的224号中心塔全部连接在一起并入地与地面以下的接地极极环相连接。经测试极址处入地的终端塔各分支线路以及接地极各分段的电流,极址处终端塔与接地极各段电气连接正常,接地极接地电阻不大于 0．3Ω。

由此可以推断,6月 28日 06：23极Ⅱ由金属回路转换为单极大地回路运行过程中,IDEL1线路上就已经存在某处绝缘故障点,导致后续各次 IDEL1线路在大地回路与金属回路互相转换过程中,入地电流不是完全经过接地极,而是经过了线路中某处绝缘故障点对塔身放电进而形成了新的沿塔身入地的泄流通道,因此,该处就是4号塔对应于 IDEL1侧的线路绝缘子金具串存在的绝缘故障。由于当时并无大风产生,根据接地极线路绝缘子串的特点可以断定放电点为间隙较小的招弧角。极Ⅰ故障停运,极Ⅱ由金属回路转换为单极大地回路运行过程中中性母线电压UDN出现了接近 150 kV的瞬间操作过电压,可以断定,该幅值的操作过电压直接导致 4号塔对应于 IDEL1侧绝缘子串招弧角间隙击穿,但击穿后并未形成持续的续流,很快自行熄弧,致使电流不平衡报警 30 ms后消失。

可以看出 ,6月 28日 16：39及 7月 4日 14：23,2次IDEL电流不平衡均是短时的,都在30 ms后由于IDEL1和IDEL2电流值基本一致并接近于0时结束报警,表示接地极线路由大地回路转为金属回路过程的结束,也意味着出现绝缘故障的 4号塔 IDEL1线路对塔身放电结束。

c．7月 6日 19：17：50到 19：17：51的 1 ms时间段之间,IDEL1电流明显高于 IDEL2电流,之后两者达到一致,到 19：17：56时,IDEL1电流逐渐又高于 IDEL2,再经过 50 ms延时后,19：19时不平衡电流报警,同时OWS报“接地极电阻监视阻抗异常”报警。到 7月 6日 20：00分 REZ增大至 160Ω不变。由此可以断定,7月 6日 19：17：50导线已经脱落。

6月29日,运行部门对全线逐基杆塔进行了巡视,未发现异常故障,随后的 7月 4日 11：14极Ⅱ线路由单极金属回路转换为单极大地回路过程中,也并未出现异常报警,可以断定尚未发生导线脱落事故。由于7月 4日14：23由单极大地回路转为单极金属回路操作直到 7月 6日 19：19,单极金属回路转换为单极大地回路操作期间无其他状态转换操作,不具备事故发生的基本条件,而且 7月 4日 14：23至 7月 6日 19：19之间经历了 4日一下午以及 5日、6日两个白天,如果导线脱落事故发生在此期间,接地极线路周围活动的常住居民理应有足够的时间发现,但电力部门并没有接到有关的报告,因此,可以判定导线脱落事故就发生在 7月 6日19：19单极金属回路转换为单极大地回路操作过程中。

d．接地极线路7月6日19：19导线脱落后到7月7日04：03期间,极Ⅱ一直处于单极大地回路运行方式,极Ⅱ直流系统电流通过接地极极址处以及 4号塔落地导线处流入(出)大地,因此导线脱落处附近温度迅速升高,导致导线落地点周围草地被明显灼烧。

e．按从上至下顺序分别为第 1片、第 2片、第 3片,通过现场对损坏的绝缘子及金具进行研究分析可得出：3片绝缘子受到损坏的程度由大到小的顺序是第 2片,第 1片,第 3片;第 1片绝缘子通过外部放电,使绝缘子铁帽产生严重烧蚀;第 3片绝缘子同样通过外部放电,使绝缘子钢脚的锌套产生了烧蚀;第 2片因为其位置处于受热最严重的地方,头部受损严重,致使电流通过绝缘子时,没有通过外部,而是通过头部内部放电,使第 2片绝缘子水泥胶合剂受热膨胀,绝缘子铁帽发生爆裂。

f．接地极线路1号到10号杆塔型式及竣工验收时招弧角实际间隙见表1。从表1可以看出,接地极线路构架附近的 4号塔招弧角间隙小是大幅值操作过电压出现时 4号塔绝缘子招弧角间隙被击穿的根本原因。由于转角塔的招弧角间隙为水平布置,同等间隙值下,水平布置的招弧角比垂直布置的招弧角更容易拉断电弧,因此虽然2号塔与4号塔的招弧角间隙基本相当,但 4号的垂直间隙布置形式相对而言更不利于熄弧。

表1 接地极线路构架附近杆塔及招弧角间隙值(竣工)

g．从各次导致接地极线路电流不平衡的极线电流以及UDN波形来看,在接地极线路由单极金属回路转换为单极大地回路以及单极金属回路转换为单极大地回路的操作过程中均可能在接地极线路构架出线端产生 100～ 150 kV的大幅值过电压,该幅值电压是导致线路出口附近 4号塔相对较小的招弧角间隙容易被击穿的根本原因。 6月 28日 06：23的操作转换状态与 7月 6日 19：19事故时的操作转换状态均是由单极金属回路转为单极大地回路,均有2000 A以上的入地电流通过,但 6月 28日 6：23的操作确没有发生招弧角燃烧现象,主要原因应是 7月 6日 19：19事故时小雨潮湿的天气对招弧角自动熄弧产生影响,致使招弧角击穿后直流续流无法及时自动拉断,进而引发招弧角烧蚀。

初步分析认为,线路运行几年之后,导线及绝缘子串由于微风振动等因素导致招弧角松动,间隙变小,4号塔招弧角间隙事故前可能已经远小于竣工验收时的间隙值。

4 相应措施及建议

4．1 国内外高压直流绝缘间隙有关研究结论

导致接地极线路导线脱落的主要因素有 2个：其一是接地极线路由单极大地回线与单极金属回线互相转换过程中产生的100～ 150 kV不等的大幅值操作过电压;其二是操作过电压下被击穿而形成了稳定续流的招弧角。

国内特高压直流外绝缘实验给出了相应的直流操作冲击放电实验曲线(见图1)。但该实验曲线采用的操作冲击电压幅值远高于 150 kV,且曲线为非线性曲线,无法外推,因此无法得到所需的最小间隙值(近似为“棒-棒” )。

图1 高压直流工程直线塔空气间隙放电特性实验曲线组合(操作)

参照国外高压直流工频状态空气间隙击穿特性的研究结果,“棒-棒”间隙(曲线 A)在正极性直流电压下击穿电压与间隙距离之间呈线性关系,国外的试验电压达到1600 kV,而国内的试验电压最高达到 600 kV(见图 2)。由图 2可知,空气间隙的直流击穿场强约为“棒-棒”间隙 5．5 kV/cm。

中国电力科学研究院相关试验表明：正极性直流击穿电压也与空气间隙距离呈线性关系,平均击穿场强为 4．6 kV/cm;重庆大学相关研究结论表明：在间隙小于500 mm时的击穿电压与间隙距离为非线性关系,但间隙大于1．0 m时则为线性关系,正极性下的空气间隙的平均击穿场强在4．5 kV/cm左右。

图2 “棒-棒”空气间隙的直流击穿特性(工频)

考虑到招弧角实际安装的误差,事故接地极线路设计招弧角间隙理论值为 200～ 300 mm。国内多家设计过直流接地极线路的有关设计单位中,中南电力设计院采用 200 mm,西北电力设计院多采用400 mm,华东电力设计院多采用300 mm,东北电力设计院采用200 mm。本次事故前,国内多年的接地极线路运行记录并没有由于直流续流引起的招弧角燃烧的记录。

4．2 相应措施及建议

a．在直流系统中应采取有效措施限制产生大幅值操作过电压。发生导线脱落事故线路的设计单位,在直流系统设计及系统模拟中,该幅值的接地极线路操作过电压是允许出现的,而且该电压幅值是从换流站向接地极极址方向逐渐递减的,该结论与文献 [1]中 10．2．8的“接地极线路出现的过电压是很低的,不会超过 35 kV”条文解释相悖。因此,对于是否应采取措施有效限制大幅值操作过电压还是修改接地极线路设计规范来提高绝缘水平尚有待于进一步研究。

b．针对本次事故,招弧角间隙暂按最保守的4．5 kV/cm控制 ,150kV直流电压对应 330mm间隙值,同时为了保证可靠的防雷效果,招弧角的间隙同时应小于0．85倍绝缘子有效串长,对应 430 mm的最大间隙值,因此建议对接地极线路全线招弧角间隙进行调整,由 200～ 300 mm增加至 350～430 mm,增加招弧角拉断直流续流的能力,靠近换流站的杆塔招弧角间隙应尽量增大。

对于0～ 150 kV幅值的接地极线路金属回路与大地回路运行状态转换出现的操作过电压的最小招弧角间隙值,需要相关实验进行进一步明确。对于国内其他接地线路工程,建议应与各直流系统运行设计单位进行核实,明确操作过电压的最大幅值,进一步确定是否需要对招弧角间隙进行适当调整,以有效避免此类事故的发生。同时,招弧角安装建议采用防松螺栓连接,最大限度避免由于导线振动而引起的招弧角松动所导致的招弧角间隙变小。运行部门也应加强对招弧角间隙的检查及维护。

5 结束语

文献 [1]的 10．2．5条款对接地极线路招弧角的间隙取值仅做了“招弧角间隙应大于直流续流电弧熄灭间隙,以保证断开直流续流”的宽泛规定。但由于直流续流的数值需要针对具体项目进行试验才能得出,因此对于设计取值而言无法具体参照执行。目前国内接地极线路招弧角间隙取值一般都采用经验取值,因而未能避免本次导线脱落事故的发生。事故接地极线路招弧角间隙已按本文分析结果调整为350～430 mm,同时招弧角联接螺栓全部更换为防松螺栓。在此后一年多运行期间,运行状况良好,未发生极线电流不平衡报警。

[1]Q/DG1-D002— 2005,高压直流输电大地返回运行系统设计技术导则 [S]．