500 kV變電站出口耐張金具過熱原因分析

朱義東，陳 浩，黃 珂，張艷紅

（國網(wǎng)遼寧省電力有限公司電力科學研究院，遼寧 沈陽 110006）

經(jīng)驗交流

500 kV變電站出口耐張金具過熱原因分析

朱義東，陳 浩，黃 珂，張艷紅

（國網(wǎng)遼寧省電力有限公司電力科學研究院，遼寧 沈陽 110006）

針對遼寧電力系統(tǒng)近幾年發(fā)生的數(shù)次變電站或發(fā)電廠出口金具過熱、部分金具出現(xiàn)燒熔斷裂的案例，分析了金具出現(xiàn)過熱的原因，指出風力振動等原因?qū)е陆佑|電阻增大，非導流金具流過負荷環(huán)流是造成過熱的主要原因。

拉桿斷裂；金具過熱；環(huán)形電流；風振

2013年8月，某500 kV變電站運維人員夜巡發(fā)現(xiàn)變電站出現(xiàn)線路C相門構(gòu)線路側(cè)絕緣子串金具總裝異常（金具總裝過熱、發(fā)紅，使用紅外測溫儀測溫度達240℃）。停電后檢查發(fā)現(xiàn)A、B相各有1根導線金具拉桿斷裂（如圖1所示），C相1根導線燒損嚴重（如圖2所示），但2根金具拉桿完好。針對上述情況進行金具拉桿斷裂原因分析及絕緣子前端金具、引流線線夾的過熱分析。

1 對斷裂拉桿金具的試驗分析

斷裂的金具拉桿材料為熱鍍鋅鋼件，拉桿型號為YL－1040，其設計破壞荷重100 kN，重量1.1 kg。拉桿現(xiàn)場工作狀態(tài)如圖3箭頭所示。拉桿材質(zhì)不明，在正常工況下工作溫度應為常溫。

圖1 B相導線金具脫落

圖2 C相燒損嚴重的下導線

圖3 金具拉桿現(xiàn)場正常工作狀態(tài)

1.1 斷口宏觀特征分析

圖4 A相拉桿斷裂特征

A相斷裂拉桿形貌如圖4所示，拉桿表面呈鐵銹色，斷口附近外表面光滑、拉伸縮徑變形明顯，斷口呈典型的過載拉伸斷裂特征。

B相斷裂拉桿形貌如圖5所示，拉桿表面呈黑色及鐵銹色，斷口附近外表面粗糙、可見橫向微裂紋，斷口處有拉伸變形，斷口屬于過載拉伸斷裂，具有長時過熱斷裂特征。

圖5 B相拉桿斷裂特征

1.2 化學成分分析

對斷裂的A、B相2根拉桿及未斷裂的C相拉桿取樣進行化學成分分析，試驗執(zhí)行標準為GB／T 4336—2002，儀器型號為DV－6。

化學成分分析結(jié)果如表1所示，表1中列出了GB／T 699—1999中20號鋼及GB／T 700—88中Q235A鋼的化學成分，由表1可見，拉桿化學成分符合20號鋼及Q235A鋼成分要求。

表1 化學成分分析結(jié)果%

1.3 金相檢驗

對斷裂的A、B相2根拉桿及未斷裂的A、B、C相拉桿取樣進行金相檢驗，各拉桿金相組織如圖6～圖10所示。

A相斷裂拉桿斷口附近金相組織為塊狀珠光體加鐵素體，珠光體球化不明顯（珠光體球化1級）。其余3根（A、B、C相）未斷裂拉桿金相組織均為塊狀珠光體加鐵素體，珠光體球化不明顯（珠光體球化1級）。

圖6 A相斷裂拉桿斷口附近組織、球化1級

圖7 A相未斷拉桿基體組織、球化1級

圖8 B相拉桿表面裂紋形貌

圖9 B相斷裂拉桿基體組織、球化2級

圖10 C相拉桿基體組織、球化1級

B相斷裂拉桿斷口附近金相組織為塊狀珠光體加鐵素體，珠光體球化明顯（珠光體球化2級），斷口附近微裂紋沿晶、裂紋邊緣氧化脫碳明顯，B相斷裂拉桿金相組織有過熱特征。

金相檢驗結(jié)果表明所檢5根拉桿金相組織均符合20號鋼或Q235鋼組織特征。A相斷裂拉桿金相組織正常，B相斷裂拉桿金相組織有過熱特征。其余3根（A、B、C相）未斷裂拉桿金相組織均正常。

1.4 拉桿機械性能試驗

對斷裂的A、B相2根拉桿及未斷裂的A、B、C相3根拉桿取樣進行常溫拉伸試驗。常溫拉伸試驗執(zhí)行標準為GB／T 228—2002，儀器型號為CSS－1120，試驗結(jié)果如表2所示。

表2 拉桿材質(zhì)力學性能檢測結(jié)果

比較可見，全部拉桿材質(zhì)常溫拉伸性能均符合20號鋼標準要求，因此判斷拉桿材質(zhì)為20號鋼。

1.5 拉桿斷裂的金屬材料分析

拉桿型號為YL1040，設計參數(shù)：直徑18 mm，荷重100 kN，材料為鍍鋅鋼件，材質(zhì)不明。

由表2可知，該金具拉桿金相組織、化學成分及常溫拉伸性能均符合20號鋼標準要求，因此，認為拉桿材質(zhì)為20號鋼。未斷裂拉桿實測直徑為18 mm，符合設計要求。

以拉桿實測屈服強度校核其破壞荷重（拉桿計算直徑取18 mm）結(jié)果見表2，5根拉桿實測破壞荷重（66.9～84.7 kN）均不符合原設計要求（100 kN），斷裂的2根拉桿實測荷重較低，其中B相斷裂拉桿最低（66.9 kN），與該拉桿存在過熱、金相組織明顯球化導致其強度下降有關(guān)。

拉桿在服役過程中主要承受拉應力，斷裂的2根拉桿斷口宏觀形貌特征為典型的過載拉伸斷裂，拉桿實際荷重遠低于設計要求，在極端氣候條件下，荷重較低的拉桿承受不住工作載荷而發(fā)生過載斷裂。B相斷裂拉桿金相組織有過熱特征，拉桿過熱是由于絕緣子串間隔鐵長期擺動受力，使其接觸不良、虛接放電所致。金屬材料在較高溫度下其許用應力顯著下降（如20號鋼在20℃下許用應力為145 MPa，350℃下許用應力為100 MPa），拉桿過熱將加速其過載斷裂。

1.6 金屬分析結(jié)果

a.從金相組織、化學成分及常溫拉伸性能試驗結(jié)果判斷拉桿材質(zhì)為20號鋼。

b.A、B相2根拉桿斷裂機理均屬于過載拉伸斷裂，B相斷裂拉桿有過熱特征。

c.拉桿實際荷重（A相斷裂拉桿77.1 kN、B相斷裂拉桿66.9 kN）遠低于原設計要求（100 kN）是導致其過載斷裂的主要原因，拉桿過熱將加速其過載斷裂。

2 金具過熱原因

2.1 引流線與導線接點過熱

從C相金具照片（如圖11所示）可見，一側(cè)導線的上、下引流線夾均出現(xiàn)了明顯滑動跑位。下導線引流線夾已靠近耐張線夾根部，上引流線夾同對應的另一支相比也存在跑位。線夾與導線存在相對位移，導致接觸不良、接觸電阻增大，使接點過熱，導線燒損嚴重。導線與引流線出現(xiàn)相對滑動的原因可能是風力、舞動等外因作用的結(jié)果。

2.2 絕緣子串間隔角鐵、連接拉桿金具過熱

圖11 C相金具總裝及異常外觀表現(xiàn)

在各部位連接可靠的情況下，負荷電流沿引流線進入站內(nèi)，耐張金具應處于高電壓但幾乎無電流流過的狀態(tài)，其微弱電流僅僅為毫安級的絕緣子泄漏電流、電容電流和電暈雜散電流等［1］，此次故障未發(fā)現(xiàn)導致電場、電暈等異常的因素。

圖12為過熱金具電流方向示意圖，通過簡化電路圖，分析在引流線出現(xiàn)接觸電阻增大、接觸不良情況下的金具流過電流原因。

圖12 引流線線夾過熱情況下電流流向

為簡化分析，將負荷電流等效為固定電流源I，大電網(wǎng)系統(tǒng)認為該負荷不受過熱情況影響，將分布電路簡化為集總電路圖。因引流線間隔棒距離很小，忽略了下方引流線電阻影響，引流為等勢體，設定引流線電位為輸出電位·UO，ZO為四分裂線夾到引流線線夾間的導線阻抗，ZX是過熱導線與線夾間的接觸電阻，非故障導線與引流的接觸電阻忽略。

因某一根導線或多根與引流線發(fā)生側(cè)移，發(fā)生了嚴重的接觸不良，接觸電阻將數(shù)量級增長。在導線和引流線間將產(chǎn)生電位差ΔU＝I分ZX，其中I分是過熱點流過的負荷電流。過熱點導線與其他導線相比對引流的阻抗增大，引流線夾的通流降低［2－3］。

因雙引流線間隔棒距離過熱點很近，約20 cm，近似認為引流線自身在過熱點附近為等勢體，與之接觸良好的導線接點也認為是等勢體。其中某根或幾根導線電壓抬高ΔU，使四分裂導線之間存在電勢差。電勢差通過金具構(gòu)成閉合回路，通過較遠（8 m外）的四分裂線夾構(gòu)成閉合回路，形成2個環(huán)型電流，該電流與負荷電流流向、大小均不同。

即使存在上述電流，如果金具各位置連接可靠，則該電流不會產(chǎn)生較大熱效應［4］，如圖13所示。

圖13 絕緣子角鐵隔板及金具各部位接觸良好時的等效電路1、2——一側(cè)二聯(lián)板；3、4——另一側(cè)二聯(lián)板

此次角鐵或連接桿過熱是因為角鐵螺栓存在松動，連接桿屬活動連接，接觸面積小且金具晃動時接觸不良、接觸電阻增大（設計的正常情況下不應流過電流，故不會考慮接觸面是否良好的問題），如圖14所示。

圖14 存在金具接觸不良時的等效電路

當其中某1根導線與線夾接觸不良時，金具間的電勢差如圖15所示，將造成金具流過環(huán)型電流，進而在金具接觸不良時產(chǎn)生過熱［5］。

圖15 單根導線與引流接觸過熱的電位分析

2.3 仿真分析及溫升計算

因?qū)嶋H測量故障金具和過熱點的阻抗存在困難，在實驗室內(nèi)利用回路電阻測試儀對導線線夾螺栓松動時接觸電阻進行模擬測試，結(jié)果表明，螺栓緊固、接觸面良好時，接觸阻抗為0.25 mΩ，而接觸不良時，接觸電阻介于0.5～5 mΩ.

實驗室測量設計通流的耐張連接金具在繃緊狀態(tài)下整體阻抗約為3～10 mΩ。

結(jié)合實驗室模擬結(jié)果，利用Multisim電路分析軟件進行仿真分析，四分裂導線交流阻抗取0.273 Ω／km，耐張段之間導線長度約為100 m，負荷電流1 000 A。在一定范圍內(nèi)設定金具、接觸面電阻進行仿真分析。部分仿真結(jié)果如表3所示。

表3 部分仿真結(jié)果

由表3可見，在導線與引線線夾發(fā)生接觸不良時，因接觸電阻增大，引流與導線連接處流過的負荷電流雖略減小，但因電阻增大較多，導致電流熱效應將增大并伴隨溫升；同時因為溫度的升高，鋁的電阻率進一步升高，使接觸電阻增大，加劇電流熱效應，最終導致出現(xiàn)高溫燒傷導線。金具自身的鐵金屬電阻較大、各金具連接部位接觸面很小及雙聯(lián)絕緣子連接角鐵螺栓松動、接觸不好等原因，造成電阻較大的金具流過數(shù)十A電流時，同樣可以導致金具發(fā)熱。電流熱效應導致導體溫升可采用牛頓熱公式計算：P＝KTAτ，式中，P為總散熱功率，KT為綜合散熱系數(shù)，τ為發(fā)熱體的溫升，A為有效散熱面積。經(jīng)計算，在接觸電阻達到毫歐量級時，接觸面較小的情況下，較低的熱功率就可使接觸面溫度升高。仿真結(jié)果中的電流值能導致金屬接觸面不良時過熱。

2.4 過熱分析

a.因為線路遭受過舞動、風力等不良工況，使引流與導線間“四變二”線夾松動、導線滑移、接觸電阻增大，造成接點過熱，導致導線燒損嚴重。

b.引流與導線接觸電阻增大，導致該根過熱導線電位抬升，與良好導線間存在電位差，形成沿金具流過的環(huán)流。加之風力等外在原因，造成絕緣子前端固定角鐵存在螺栓松動、連接桿接觸面較小或晃動，使連接桿、絕緣子前端固定角鐵過熱。

c.金具過熱位置與紅外測溫位置一致，該過熱并非引流線夾過熱傳導造成。

3 結(jié)論

a.斷裂的連接拉桿存在一定程度的外圍腐蝕，B相拉桿存在金相組織過熱球化等原因，造成拉桿機械強度下降幅度較大，在風振、自身張力等因素作用下引起異常機械載荷（包括瞬時大載荷、交變載荷等）發(fā)生過載荷拉伸斷裂。

b.因為線路遭受過風力振動等外在因素不良工況，導致引流與導線間的“四變二”線夾松動、導線滑移、接觸電阻增大，造成接點過熱，導線燒損嚴重。

c.引流與導線接觸電阻增大導致該過熱導線電位抬升，與良好導線間存在電位差，形成沿金具流過的環(huán)形電流。加之風力振動等外在原因，造成絕緣子前端固定角鐵螺栓松動、連接桿接觸面較?。ɑ蚧蝿樱?，形成連接桿過熱和絕緣子前端固定角鐵過熱。

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Cause Analysis on Outlet Tension Fittings Overheating of 500 kV Substations

ZHU Yi?dong，CHEN Hao，HUANG Ke，ZHANG Yan?hong
（Electric Power Research Institute of State Grid Liaoning Electric Power Co.，Ltd.，Shenyang，Liaoning 110006，China）

In recent years，the fittings overheating occurred several times in the outlet of substation or power plant in Liaoning prov?ince.And some fittings were even melted and broken by the overheating.This paper analyzes some typical cases，focused on the causes of fitting overheating.And it is proposed that the main causes of overheating are due to poor contact and the overload circulation of non?diversion fittings.

Drawbar break；Fittings heating；Galloping；Ring current

TM63

A

1004－7913（2015）02－0042－05

朱義東（1982—），男，碩士，工程師，主要從事輸電線路及防污閃相關(guān)技術(shù)研究。

2014－11－20）