500 kV线路工作接地线挂设处导线断裂原因分析

朱迪锋，许杨勇

(国网浙江省电力公司检修分公司,浙江 杭州 311232)

0 引言

500 kV架空输电线路为电力系统的大动脉，直接关乎电网的正常运行，同时也关乎电力系统的安全可靠性与综合效益。因架空输电线路长期处于野外露天环境，由于微风振动、结构共振、覆冰、外力损伤等原因，运行过程中时有导线断股情况发生。

某日在某500 kV线路停电检修期间，专用工作接地线挂设处发生导线断裂掉线的严重事故。现对该事故进行分析，找出其断裂的原因，并提出整改工作建议，避免类似事故再次发生。

1 事故概况

1.1 事故线路基本情况

事故发生的500 kV架空输电线路(以下称为A线路)长63.2 km，杆塔144基，其中117—144号与另一500 kV线路(以下称为B线路)同杆双回架设，其余杆塔与B线路同走廊相邻架设，距离为20—70 m。导线型号为LGJ-400/35钢芯铝绞线。线路停电后，经运维单位检测，1号与47号杆塔挂设线为铝合金线夹的工作接地线，48号与144号杆塔挂设线为铜线夹的工作接地线。

1.2 导线断裂受损情况

在停电15天后，48号杆塔3根工作接地线挂设处：C相(右边最靠近B线路)3号子导线断线，接地线线夹内外均有严重灼伤痕迹；A相(中相)3号子导线外层铝股断裂，导线外侧和接地线线夹内有明显灼伤痕迹；B相(左边最远离B线路)3号子导线表面严重灼伤，接地线线夹内侧有灼伤痕迹。3根接地线的接地端均接触良好，无放电痕迹，接地线上的软铜线均无灼伤痕迹。导线及接地线线夹受损情况如图1—3所示。关系，在停电的15天时间里，B线路电流最大值为897 A，最小值为187 A。以48号杆塔最大感应电流实测值为基础，结合B线路负荷情况模拟不同位置的接地线感应电流。

图1 C相3号子导线受损情况

图2 A相3号子导线受损情况

结果显示，48号杆塔接地线感应电流显著大于其他位置的接地线感应电流。线路感应电流仿真计算结果如表2所示。

图3 B相接地线线夹灼伤痕迹

事故发生后，对1，47，144号所挂设的接地线进行检查，均无异常。

2 线路仿真与试验检测

2.1 线路感应电压及感应电流仿真计算

2.1.1 线路感应电压仿真计算

发生断线时A线路处于检修状态，线路两端接地开关为合闸状态，整个线路有1次换相，位置为71号与72号杆塔，距离断线杆塔48号位置较近，B线路为正常运行状态。根据两线路杆塔塔型及两线间距等参数构建仿真模型。

在全线均不挂设接地线，两端接地开关闭合时，对A线路进行感应电压仿真计算，线路感应电压仿真计算结果如表1所示。48号塔处各相感应电压最大值如表1中状态1所示。在1，47，144号杆塔挂设接地线，48号杆塔不挂设接地线的情况下，进行感应电压仿真计算，48号杆塔处各相感应电压最大值如表1中状态2所示。在48号杆塔挂设接地线后，其各相感应电压最大值如表1中状态3所示。

2.1.2 线路感应电流仿真计算

A线路感应电流与邻近的B线路电流有密切

表1 线路感应电压仿真计算结果 V

表2 线路感应电流仿真计算结果 A

导线的损伤情况与感应电流值基本对应，C相断线、A相断股、B相灼伤。首末杆塔由于接地开关电气距离近，其感应电流相对较小。结合大电流通流试验可推算，48号杆塔C相导线温升最大可达17.9 K，结合线路环境气温推算得导线最高温度可达34.9 ℃。

2.2 现场感应电压及感应电流测量

2.2.1 现场感应电压测量

48号杆塔感应电压测量当天天气情况良好，湿度较小，与B线路相距43 m，B线路负荷673.69 MVA，电流763.19 A。测量结果为，48号C相(断线相)位置未接触导线时，感应电压为538 V；48号和49号均接地时，48号C相感应电压为30 V；48号未接地和49号接地时，48号C相感应电压为375 V。48号A相感应电压均为12 V，B相基本无感应电压。2.2.2 现场感应电流测量

48号杆塔感应电流测量时，1，47，48，144号杆塔均挂设接地线，三相同时检测，操作数十次。结果为，B线路电流为680 A时，C相感应电流17.2 A，B相感应电流4.1 A，A相感应电流22.6 A。47号杆塔感应电流均在2.8—5.2 A，明显小于48号感应电流。

2.3 接地线大电流试验

为检验接地线线夹通流能力，对接地线进行大电流通流试验，导线选取为断线点更换下来的导线。对接地线分别通过25 A，50 A，100 A，200 A的电流试验，结果显示，回路通流后线夹和导线连接处迅速升温，15 min后温升大体稳定。通流25 A，50 A，100 A，200 A时的稳态最高温升分别为11.4 K，40.9 K，75.3 K，135 K。通流6 h后对线夹与导线进行外观检查和接触电阻测量，结果显示无明显变化。

2.4 接地线及导线材质检测试验

本次事故中所使用的接地线线夹为铜质，对其进行外观和直流电阻检查，结果均符合要求。

对受损导线的直流电阻、铝单丝抗拉强度、铝单丝卷绕、钢单丝抗拉强度、钢单丝卷绕、1 %伸长时的应力等进行检查，结果均符合要求。

2.5 受损导线断面扫描及元素分析试验

对断线点附近的2段导线的表面铝股进行扫描电镜试验，结果显示，导线表面有明显的灼烧痕迹。成分分析显示，其包含了铝股灼烧后留下的铝、氧、铁、铜等常见元素，此外由于导线断线时曾跌落至地面，还含有少量硅元素。

除了这些常见元素外，2份样本中还检测出硫元素，其占比分别为0.79 %和0.57 %。铝导线本身不含硫元素，土壤中的硫元素含量通常不超过0.1 %，但样品中的硫元素含量远高于土壤中的硫元素含量，判断其来源于雨水中的硫酸根离子。

3 导线断裂原因分析

3.1 导线断裂与接地线及导线材质关系分析

由于工作接地线及导线的各项指标检测结果均满足规程规范要求，因此可排除因材质问题导致的导线断裂。

3.2 导线断裂与感应电流关系分析

线路所用导线型号为LGJ-400/35，其长期允许载流能力为592 A，无论从线路仿真计算还是现场实际测量数值均显示，故障发生位置的感应电流远远小于长期允许电流，可排除因感应电流过大导致导线断裂。

3.3 导线断裂与人员操作关系分析

根据现场感应电流测试数十次操作结果，最大感应电流23 A，且在大电流通流试验下故障导线未出现异常，可排除因人员操作导致导线断裂。

3.4 导线断裂与不同材质间电化学效应的关系

导线断面电镜检测显示，导线表面存在明显的灼烧痕迹，且与接地线夹安装位置一致。在样本中检测出远高于土壤中含量的硫元素，说明运行环境中硫元素通过某种形式残留在导线表面上。

3.4.1 线路运行环境

事故线路处在当地工业区，环境监测中心的酸雨监测数据显示，该地区年均降水pH值为4.5，属于强酸雨区，降水中的电解质(主要为硫酸根离子)含量较高。线路停电至断线的15天时间里，除3天阴天外均为雨天，气温为10—22 ℃，风力小于3级。43号塔的微气象监测装置显示，线路周围空气相对湿度最低为70 % RH，绝大部分时间为100 % RH。

3.4.2 铜铝原电池化学反应

发生事故的工作接地线的线夹为铜材质，导线主要由铝材构成，铜铝之间的化学电势存在较大差异。在沿海工业污染区等强腐蚀性环境中，降水与空气湿度较大时，导线表面长期存在酸性液体，从而使铜铝之间构成原电池。

铝的化学活性高于铜，在反应中铝为负极，更容易失去电子发生腐蚀，生成铝的硫酸盐化合物，而铜不容易发生腐蚀。这与事故线路所处环境及受损导线元素分析结果相符。

3.4.3 受损导线与人工腐蚀试验对比

在人工大气腐蚀试验中，铜铝过渡线夹被放置在35 ℃的恒温箱中进行盐雾大气腐蚀试验，结果在7天的时间里线夹接触电阻上升超过100倍。事故线路接地线夹处最高温度可达34.9 ℃，在接地线大电流通流试验中线夹温升更明显。断裂点环境与试验环境相似。铜铝构成的原电池在长达15天时间里处于高温、高湿电解液中，极大加快了电化学反应的速度。

48号杆塔B相接地线夹与导线连接处生产的白色物质和人工腐蚀试验中所产生的铝材腐蚀物颜色接近，且试验中导线表面检测出较高的硫元素，也证明断线点位置曾有较高含量的硫酸盐类物质。这显示出导线在断线前曾发生过电化学腐蚀。

3.4.4 其他接地线处导线未发生腐蚀原因分析

1号与144号杆塔为线路首末端杆塔，与线路接地开关电气距离较近，接地开关分流作用较强，因此这2塔感应电流较小。因热效应与电流平方成正比，故其发生腐蚀程度要远低于48号杆塔处。

47号杆塔虽感应电流也较大，且与48号杆塔处于相同环境，但其接地线线夹为铝合金材质，与导线不构成原电池效应，故未发生电化学腐蚀现象。

发生铜铝原电池类型的腐蚀需要满足不同材质接触、高温、高湿等条件，而发生事故线路恰是长时间处于酸雨潮湿环境中。

4 结论与建议

此次导线断裂的事故原因为，接地线长时间处于酸雨区的潮湿环境中，接地线铜线夹与铝导线间产生原电池化学效应；邻近线路大负荷运行条件下，在接地线处产生较高幅值感应电流，产生的高温加速电化学腐蚀；当电化学腐蚀发展到一定程度时形成间歇性电弧放电，对导线产生局部灼伤，最终导致导线断股掉线。为避免类似事故再次发生，提出以下2点建议：

(1) 排查工作接地线材质，在超特高压输电线路上应优先采用铝制或铝合金材质线夹的接地线；

(2) 处于强酸雨环境中的线路工作接地线线夹严禁选用铜制线夹。

1 陈淑刚.超高压输电线路运行与检修实用教程[M].北京：中国电力出版社，2014.

2 冯砚厅，苏红梅，徐雪霞，等.500 kV导线断股原因分析及处理[J].河北电力技术，2014，33(2)：4-6.

3 马继先.架空地线感应电压实测、计算及分析[J].华北电力技术，27(6)：15-18.

4 尤爱秀.输电线路感应电压分析与计算[J].山西电力技术，2000，20(6)：14-16.

5 许小龙，张 勤，朱小平.同塔双回输电线路感应电压的分析与计算[J].江西电力，2006，30(3)：8-10.

6 陈国宏，闵 良，王家庆.220 kV变电站铜铝过渡线夹腐蚀与断裂分析[J].安徽电力，2010，27(4)：1-5.

7 张 栋，钟培道，陶春虎，等.失效分析[M].北京：国防工业出版社，2004.

8 张建堃，陈国宏，王家庆，等.钢芯铝绞导线大气腐蚀产物层的结构及腐蚀机理[J].中国有色金属学报， 2011，21(2)：411-416.

9 汤晓磊，陈国宏，刘俊建，等.平面接触型铜铝过渡设备线夹的大气腐蚀行为[J].电力建设，2014，35(4)：65-69.

10 欧阳克俭，刘 纯，陈红冬，等.500 kV输电线路子导线断裂原因分析[J].电力建设，2012，33(11)：74-78.

11 韩志坚，黄建元，王 刚，等.苏州市区10 kV架空绝缘导线雷击断线分析及对策[J].电力安全技术，2011，13(2)：5-7.