經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的架空導(dǎo)線斷裂機(jī)理分析

張?zhí)? 鄭文成, 徐濤，郭德明，黃宇軒，胡嘉銘，劉剛

(1. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司廣州供電局，廣東 廣州 510405；2.華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510641)

架空線路作為電力建設(shè)中的重要環(huán)節(jié)，是目前遠(yuǎn)距離輸送電能的主要方式[1]。相較于電纜線路，架空線路具有成本低、檢修快、輸電容量高等優(yōu)點(diǎn)。架空線路直接暴露于外界環(huán)境中，不僅需要承受正常運(yùn)行時(shí)的機(jī)械負(fù)載和電力負(fù)荷，還受到自然環(huán)境和人為因素的影響[2-5]；因此，架空線路容易受到損傷，嚴(yán)重時(shí)可能會(huì)導(dǎo)致斷股甚至斷線事故，影響電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行[1-5]。

在實(shí)際工程中，局部斷股的架空線路可以經(jīng)修補(bǔ)后繼續(xù)投入運(yùn)行，修補(bǔ)后導(dǎo)線的機(jī)械性能與載流能力均能夠得到恢復(fù)。目前，常用的導(dǎo)線修補(bǔ)方式有預(yù)絞式接續(xù)條修復(fù)、鉗壓接續(xù)、液壓接續(xù)、爆壓接續(xù)等[6]，其中全張力預(yù)絞絲接續(xù)條修復(fù)憑借著機(jī)械強(qiáng)度高、導(dǎo)電性好、易于操作等諸多優(yōu)點(diǎn)得到了廣泛的應(yīng)用[6-7]。然而，目前的研究大多只考慮經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)后的機(jī)械性能，而鮮少關(guān)注其電氣特性，尤其是在導(dǎo)線運(yùn)行年限較長(zhǎng)的情況下。隨著架空導(dǎo)線運(yùn)行時(shí)間的增長(zhǎng)，導(dǎo)線表面老化愈加嚴(yán)重，經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)處容易發(fā)生斷裂事故。2013年唐山市曾發(fā)生過(guò)一起35 kV線路斷線事故，斷裂位置位于導(dǎo)線經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的部位[8]。由此可見，有必要對(duì)經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的導(dǎo)線斷線原因展開分析。

本文利用有限元仿真的方法構(gòu)建全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)處的電磁場(chǎng)仿真模型，模擬新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線分別和外層導(dǎo)線預(yù)絞絲之間不同的接觸狀態(tài)；通過(guò)仿真計(jì)算得到經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)處的電流密度分布，并且對(duì)比分析新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線之間的差異；根據(jù)仿真計(jì)算結(jié)果分析經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)導(dǎo)線的斷裂機(jī)理，并結(jié)合實(shí)際斷線事故進(jìn)行驗(yàn)證。

1 全張力預(yù)絞絲

1.1 經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的架空導(dǎo)線

架空導(dǎo)線由于復(fù)雜多變的運(yùn)行環(huán)境容易受到損傷，可能發(fā)生斷股甚至斷線。通常采用全張力預(yù)絞絲對(duì)受損的架空導(dǎo)線進(jìn)行修補(bǔ)，以恢復(fù)其受損前的機(jī)械性能與載流能力。全張力預(yù)絞絲由內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲、中層導(dǎo)線預(yù)絞絲和外層導(dǎo)線預(yù)絞絲3部分構(gòu)成[9]。圖1展示了經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的鋼芯鋁絞線(aluminum conductor steel reinforced，ACSR)結(jié)構(gòu)。

圖1 經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的鋼芯鋁絞線Fig.1 Aluminum conductor steel reinforced repaired byfull-tension splice

在自然環(huán)境以及電磁熱的共同作用下，架空導(dǎo)線會(huì)發(fā)生老化，且老化程度隨著導(dǎo)線運(yùn)行年限的增加而逐步增大。對(duì)于老化導(dǎo)線，原導(dǎo)線外層鋁線表面發(fā)生氧化，原導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲之間的接觸點(diǎn)為鋁的氧化物。由于氧化鋁的電導(dǎo)率極低，老化導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲之間的接觸點(diǎn)難以流通電流，最終失效。根據(jù)電網(wǎng)故障統(tǒng)計(jì)可知，老化的架空導(dǎo)線在經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)處具有發(fā)生斷裂的可能性，已經(jīng)成為影響電力網(wǎng)絡(luò)安全穩(wěn)定運(yùn)行的瓶頸點(diǎn)；因此，有必要對(duì)經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的老化導(dǎo)線斷裂機(jī)理展開研究。

1.2 全張力預(yù)絞絲的安裝工藝

由于全張力預(yù)絞絲安裝工藝復(fù)雜，為了便于對(duì)斷線機(jī)理進(jìn)行分析，下文對(duì)全張力預(yù)絞絲的結(jié)構(gòu)特征以及相應(yīng)的安裝工藝進(jìn)行介紹。

如圖2(a)所示，內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲由nI股鋼絞線絞合而成，中層與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲分別由nM、nO股鋁絞線絞合而成。內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲長(zhǎng)度lI與中層導(dǎo)線預(yù)絞絲長(zhǎng)度lM相等，而外層導(dǎo)線預(yù)絞絲長(zhǎng)度lO?lI。圖2(b)展示了全張力預(yù)絞絲的安裝工藝，可分為4個(gè)步驟。

圖2 全張力預(yù)絞絲及其安裝工藝Fig.2 Full-tension splice and its installation process

第1步，將內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲的中心標(biāo)記置于導(dǎo)線的受損處，沿導(dǎo)線兩側(cè)方向量出接續(xù)條長(zhǎng)度的一半另加6.5 mm，并在導(dǎo)線兩側(cè)各作標(biāo)記。剪掉導(dǎo)線2個(gè)標(biāo)記之間的所有鋁絞線，露出內(nèi)層鋼芯。

第2步，將內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲的中心標(biāo)記置于內(nèi)層鋼芯的中心位置處，并纏繞至導(dǎo)線上。

第3步，待完全安裝好內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲，將中層導(dǎo)線預(yù)絞絲的中心標(biāo)記對(duì)準(zhǔn)內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲的中心標(biāo)記處，并纏繞至導(dǎo)線上。

第4步，完全安裝好中層導(dǎo)線預(yù)絞絲后，對(duì)導(dǎo)線進(jìn)行徹底打磨；將外層導(dǎo)線預(yù)絞絲的中心標(biāo)記對(duì)準(zhǔn)中層導(dǎo)線預(yù)絞絲的中心標(biāo)記，并纏繞至導(dǎo)線上。

由于全張力預(yù)絞絲與導(dǎo)線各層線股尺寸規(guī)格的差異，經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的受損導(dǎo)線的中層導(dǎo)線預(yù)絞絲與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲之間存在著0.16 mm的間隙(中層導(dǎo)線預(yù)絞絲的外徑略小于原導(dǎo)線的外徑)。同時(shí)，基于全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)工藝，內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲以及中層導(dǎo)線預(yù)絞絲的端面與原導(dǎo)線鋁股端面并沒有直接接觸，二者之間存在長(zhǎng)度為 6.5 mm的環(huán)形空氣間隙，本文稱之為過(guò)渡段。

在全張力預(yù)絞絲安裝過(guò)程中，對(duì)原導(dǎo)線的打磨工作至關(guān)重要，尤其是對(duì)于老化導(dǎo)線，打磨質(zhì)量直接關(guān)系到外層導(dǎo)線預(yù)絞絲與原導(dǎo)線的接觸狀態(tài)。下文將對(duì)經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線的電流流通路徑進(jìn)行討論分析。

2 經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)導(dǎo)線的電磁場(chǎng)仿真模型建立

本文利用Comsol軟件構(gòu)建經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)導(dǎo)線的三維電磁場(chǎng)仿真模型，通過(guò)仿真計(jì)算得到修補(bǔ)導(dǎo)線的電流密度分布，同時(shí)對(duì)比分析新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線之間的差異。

2.1 幾何模型的構(gòu)建

基于圖2(b)所示的結(jié)構(gòu)特征，電流在外層導(dǎo)線預(yù)絞絲端口以及過(guò)渡段處會(huì)重新分布。為了減少仿真模型的計(jì)算量，以外層導(dǎo)線預(yù)絞絲端口和過(guò)渡段為研究對(duì)象分別建立相應(yīng)的電磁場(chǎng)仿真模型。本文以LGJ-185/30型鋼芯鋁絞線和QJL-185/30型全張力預(yù)絞絲為例進(jìn)行分析，表1為二者的結(jié)構(gòu)參數(shù)[10]。

由于經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)后的導(dǎo)線仍然為絞線結(jié)構(gòu)，原導(dǎo)線表面和外層導(dǎo)線預(yù)絞絲之間的接觸點(diǎn)按照一定的規(guī)律分布，分布規(guī)律與線股的節(jié)距相關(guān)[11]。原導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲接觸點(diǎn)的空間分布如圖3所示，其中：l為相鄰存在接觸點(diǎn)的預(yù)絞絲段徑向截面間的軸向距離，m；θ為同一股外層導(dǎo)線預(yù)絞絲絞線上相鄰2個(gè)接觸點(diǎn)對(duì)應(yīng)轉(zhuǎn)過(guò)的角度，(°)。

表1 鋼芯鋁絞線與全張力預(yù)絞絲的結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structure parameters of aluminum conductor steel reinforced and full-tension splice

(1)

(2)

式中：S1為原導(dǎo)線最外層絞線節(jié)距，m；S2為外層導(dǎo)線預(yù)絞絲節(jié)距，m。

圖3 原導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲接觸點(diǎn)的空間分布Fig.3 Spatial distribution of the contact points between original conductor and outer splice

對(duì)于原導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲之間的單個(gè)接觸點(diǎn)，利用高度H=0.1 mm、半徑為r的圓柱形導(dǎo)電橋進(jìn)行等效替代[11]，導(dǎo)電橋半徑

(3)

式中：Fc為單個(gè)接觸點(diǎn)的接觸壓力，N；ξ為表征接觸狀況的系數(shù)，一般取0.45；H為接觸點(diǎn)的布氏硬度，HB。后續(xù)分析中，以r=0.2 mm為例進(jìn)行討論。

除此之外，在建立模型之前，將作如下幾點(diǎn)假設(shè)和簡(jiǎn)化[11]：

a) 對(duì)于原導(dǎo)線鋼芯，采用等外徑的圓柱體等效替代；

b) 對(duì)于原導(dǎo)線的鋁層、內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲和中層導(dǎo)線預(yù)絞絲，采用等內(nèi)徑和等外徑的圓管等效替代；

c) 對(duì)于外層導(dǎo)線預(yù)絞絲，采用等外徑的圓管等效替代，其內(nèi)徑比原導(dǎo)線外徑大2H。

基于上述簡(jiǎn)化和假設(shè)，所建的外層導(dǎo)線預(yù)絞絲端口以及過(guò)渡段的幾何模型如圖4所示。其中，2個(gè)幾何模型的軸向長(zhǎng)度采用文獻(xiàn)[12]提及的方法確定，以確保在模型末端電流密度的穩(wěn)態(tài)分布。

圖4 經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)導(dǎo)線的幾何模型Fig.4 Geometric model of conductor repaired by full-tension splice

本文通過(guò)改變導(dǎo)電橋的材料屬性來(lái)模擬新導(dǎo)線以及老化導(dǎo)線表面和外層導(dǎo)線預(yù)絞絲之間的接觸狀態(tài)。對(duì)于新導(dǎo)線，原導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲之間的接觸點(diǎn)材料為鋁；對(duì)于老化導(dǎo)線，原導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲之間的接觸點(diǎn)材料為鋁的氧化物。文獻(xiàn)[13]指出氧化鋁的電導(dǎo)率為2×10-7S/m，相對(duì)介電常數(shù)為9。表2為仿真模型材料的電磁場(chǎng)物理參數(shù)[13-14]。

表2 材料物理參數(shù)Tab.2 Physical parameters of materials

2.2 邊界條件的加載

圖5展示了經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)導(dǎo)線的邊界條件加載方式，其中，0—n為各層導(dǎo)電橋序號(hào)，I為流經(jīng)導(dǎo)線電流，I1為流經(jīng)外層導(dǎo)線預(yù)絞絲電流，I2為流經(jīng)鋼芯電流。對(duì)于外層導(dǎo)線預(yù)絞絲端口仿真模型，將導(dǎo)線一側(cè)的端面設(shè)置為電流終端，將導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲一側(cè)的端面設(shè)置為接地端；對(duì)于過(guò)渡段仿真模型，將導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲一側(cè)的端面設(shè)置為電流終端，將鋼芯與全張力預(yù)絞絲一側(cè)的端面設(shè)置為接地端。

圖5 邊界加載方式Fig.5 Diagram of boundary condition loading

為了保證過(guò)渡段中輸入電流的分布情況與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲端口末端的電流分布情況保持一致，將外層預(yù)絞絲端口接地端的電流分布計(jì)算結(jié)果作為過(guò)渡段終端的激勵(lì)。

3 仿真結(jié)果分析與斷線原因分析

3.1 仿真結(jié)果分析

基于所建立的仿真模型，本文以加載600 A的工頻交流電流為例進(jìn)行計(jì)算。圖6為經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的新導(dǎo)線和老化導(dǎo)線的電流密度分布云圖，其中圖6(a)為新導(dǎo)線的結(jié)果，圖6(b)為老化導(dǎo)線的結(jié)果。

圖6 經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線電流密度分布云圖Fig.6 Current density distribution of new and ageing conductor repaired by full-tension splice

通過(guò)對(duì)比圖6(a)與圖6(b)可知，新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線的電流流通路徑存在較大差異。對(duì)于新導(dǎo)線而言，原導(dǎo)線中的電流由于集膚效應(yīng)將通過(guò)原導(dǎo)線鋁線與外層預(yù)絞絲之間的接觸點(diǎn)擴(kuò)散至外層導(dǎo)線預(yù)絞絲，各排接觸點(diǎn)位置的電流密度較大；對(duì)于老化導(dǎo)線而言，由于原導(dǎo)線鋁線與外層預(yù)絞絲之間的接觸點(diǎn)失效，原導(dǎo)線中的電流難以擴(kuò)散。

為進(jìn)一步分析修補(bǔ)導(dǎo)線的電流擴(kuò)散規(guī)律，分別對(duì)仿真模型中各層導(dǎo)電橋表面的電流密度進(jìn)行面積分運(yùn)算，得到電流在原導(dǎo)線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲的分布情況。圖7為新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線各層導(dǎo)電橋所在徑向截面的電流分布情況。在外層預(yù)絞絲端口區(qū)域，如圖7(a)所示：新導(dǎo)線電流的擴(kuò)散主要集中于前幾層導(dǎo)電橋，且隨著擴(kuò)散范圍的增加而逐步趨于穩(wěn)定；老化導(dǎo)線的電流幾乎全部存在于原導(dǎo)線當(dāng)中。在過(guò)渡段區(qū)域，如圖7(b)所示：新導(dǎo)線的電流進(jìn)一步通過(guò)各層導(dǎo)電橋擴(kuò)散，最終絕大部分電流通過(guò)外層預(yù)絞絲進(jìn)行導(dǎo)通；老化導(dǎo)線的電流無(wú)法擴(kuò)散至外層導(dǎo)線預(yù)絞絲，從而導(dǎo)致過(guò)渡段鋼芯電流密度過(guò)大。

圖7 新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線各層導(dǎo)電橋所在徑向截面的電流分布情況Fig.7 Current distribution at the radial section of each layer conductive bridge between the new and ageing conductor

圖8對(duì)比分析了經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線的過(guò)渡段鋼芯以及外層導(dǎo)線預(yù)絞絲的電流占比差異。外層導(dǎo)線預(yù)絞絲是新修補(bǔ)導(dǎo)線的主要流通路徑，可承擔(dān)高達(dá)96.15%的運(yùn)載電流；而過(guò)渡段鋼芯是老化修補(bǔ)導(dǎo)線的主要流通路徑，幾乎承擔(dān)全部的運(yùn)載電流。由此可見，架空導(dǎo)線老化是影響經(jīng)全張力預(yù)絞絲電流流通路徑的一個(gè)至關(guān)重要的因素。

3.2 斷線原因討論

根據(jù)3.1節(jié)中的仿真計(jì)算結(jié)果可知，由于修復(fù)后導(dǎo)線特殊的結(jié)構(gòu)特征，老化導(dǎo)線中的電流只能從過(guò)渡段鋼芯流通，此時(shí)過(guò)渡段鋼芯處的電流密度較

圖8 新導(dǎo)線與老化導(dǎo)線的過(guò)渡段鋼芯及外層導(dǎo)線預(yù)絞絲的電流占比Fig.8 Current ratio of steel core of transition section and outer splice between new and ageing conductors

大。由于鋼的電阻率大于鋁，過(guò)渡段及其附近的鋼芯所產(chǎn)生的高溫將遠(yuǎn)大于其余區(qū)域。在高溫情況下，鋼芯鋁絞線所受的軸向拉力將全部由鋼芯來(lái)承擔(dān)[15]。

根據(jù)文獻(xiàn)[16]可知，鋼芯的機(jī)械強(qiáng)度也將隨著溫度的上升逐步下降。文獻(xiàn)[16]分別在0.5、0.7、0.8及0.9倍屈服荷載fs下對(duì)鋼試樣進(jìn)行高溫拉伸試驗(yàn)，研究得到不同荷載下的破壞溫度見表3[16]。

表3 不同荷載下的破壞溫度Tab.3 Failure temperature under different loadings

從表3可知，在軸向拉力與高溫的共同作用下，造成鋼材發(fā)生斷裂失效的破壞溫度無(wú)需達(dá)到鋼的熔點(diǎn)(約1 600 ℃)。同時(shí)，隨著恒載應(yīng)力水平的增加，鋼材所對(duì)應(yīng)的破壞溫度呈遞減趨勢(shì)。

因此，對(duì)于經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的老化架空導(dǎo)線，過(guò)渡段及其附近的鋼芯區(qū)域是導(dǎo)線上機(jī)械性能最為薄弱的一個(gè)環(huán)節(jié)，老化修補(bǔ)導(dǎo)線在軸向拉力及高溫的作用下具有發(fā)生斷裂失效的可能性。

4 事故例證

本節(jié)討論一起具體的導(dǎo)線斷裂事故，從而對(duì)上述仿真模型及結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

4.1 事故概述

2017年8月廣東省內(nèi)一條1992年投入運(yùn)行的110 kV線路A相導(dǎo)線中發(fā)生了一起斷線事故。該線路2005年在道路施工過(guò)程中受到損傷，現(xiàn)場(chǎng)采用全張力預(yù)絞絲進(jìn)行修補(bǔ)。

故障發(fā)生前該線路運(yùn)行電流為595 A。經(jīng)工作人員現(xiàn)場(chǎng)排查發(fā)現(xiàn)，本次斷線故障發(fā)生于A相導(dǎo)線經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)區(qū)域，如圖9所示。從局部放大圖來(lái)看，斷線點(diǎn)位于原導(dǎo)線的鋁絞線所包覆的鋼芯上，沿導(dǎo)線軸向距離內(nèi)層鋼芯預(yù)絞絲與中層導(dǎo)線預(yù)絞絲端面5 cm處。

圖9 110 kV線路斷線位置Fig.9 Rupture location of the 110 kV line

4.2 事故線路斷線前紅外測(cè)溫結(jié)果

2017年4月，運(yùn)維班組對(duì)本次故障線路進(jìn)行紅外測(cè)溫工作，紅外測(cè)溫結(jié)果如圖10所示(測(cè)溫時(shí)導(dǎo)線運(yùn)行電流為74.64 A)。由圖10可知，全張力預(yù)絞絲修復(fù)處的最高溫度高于裸導(dǎo)線的最高溫度，二者間最大溫差為1.8 ℃。從方位上看，全張力預(yù)絞絲修復(fù)處的最高溫度位于過(guò)渡段附近。由于紅外攝像存在局限性，只能測(cè)得外層導(dǎo)線預(yù)絞絲表面溫度，其內(nèi)部溫度會(huì)比表面更高。

圖10 事故線路斷線前紅外測(cè)溫結(jié)果Fig.10 Results of infrared temperature measurement before fault line break

4.3 斷線樣品檢測(cè)與分析

圖11展示了本次斷線樣品的宏觀特征與微觀特征。從圖11(a)中可以看出，修補(bǔ)導(dǎo)線表面發(fā)黑，存在著明顯的污染層。這主要是由于輸電導(dǎo)線表面附近的污穢顆粒在電場(chǎng)力的作用下附著于導(dǎo)線表面并發(fā)生反應(yīng)[17]。除此之外，原導(dǎo)線鋁線所包覆的鋼芯存在明顯的銹蝕痕跡，氧化銹蝕程度較深，如圖11(a)中的區(qū)域1和區(qū)域2所示。這是由于在接近鋁絞線纏繞的末端附近，鋁線與鋼芯之間會(huì)形成狹小的半封閉空間，更易于儲(chǔ)存空氣中的水分和污穢物。

圖11 斷線樣品的宏觀特征與微觀特征Fig.11 Macroscopic and microscopic features of broken sample

從圖11(b)中鋼芯斷口的掃描電鏡分析結(jié)果來(lái)看，鋼芯斷口處出現(xiàn)韌窩狀花斑，具有明顯韌性斷裂特征[18]。韌性斷裂一般是由超載引起，說(shuō)明斷裂事故發(fā)生時(shí)導(dǎo)線受到過(guò)載軸向拉力。結(jié)合圖11(b)中能譜儀分析結(jié)果可知，鋼芯斷口處覆蓋有大量的金屬鋁，且聚集程度較高；這說(shuō)明了導(dǎo)線在斷裂之前溫度超過(guò)了鋁的熔點(diǎn)(600 ℃)，鋁線受高溫融化后附著于鋼芯斷口；除此之外，斷口處未見金屬鋼融化特征，表明導(dǎo)線溫度未達(dá)到鋼的熔點(diǎn)，排除鋼芯因高溫直接熔斷的可能。由此可見，老化修補(bǔ)導(dǎo)線的過(guò)渡段區(qū)域發(fā)熱嚴(yán)重，該處鋼芯的機(jī)械性能驟降。文獻(xiàn)[19]指出，氧化銹蝕將進(jìn)一步降低鋼芯自身的機(jī)械性能。最終，在過(guò)渡段及其附近銹蝕程度最為嚴(yán)重處的鋼芯會(huì)由于無(wú)法承受兩側(cè)的過(guò)載軸向拉力而發(fā)生斷裂。

4.4 老化修補(bǔ)導(dǎo)線斷裂機(jī)理總結(jié)

基于上述仿真和斷線事故分析結(jié)果，本文對(duì)經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的老化導(dǎo)線斷裂機(jī)理進(jìn)行如下總結(jié)：

a) 由于導(dǎo)線所處運(yùn)行環(huán)境惡劣，導(dǎo)線的鋁線表面發(fā)生了氧化腐蝕，并吸附污染物，造成表面發(fā)黑；

b)基于過(guò)渡段特殊的結(jié)構(gòu)特征，在接近鋁絞線纏繞的末端附近，鋁線與鋼芯之間空隙易于儲(chǔ)存空氣中的水分和污穢物，導(dǎo)致氧化銹蝕嚴(yán)重；

c)經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的老化導(dǎo)線的鋁絞線與外層導(dǎo)線預(yù)絞絲接觸惡劣，導(dǎo)致外層導(dǎo)線預(yù)絞絲分流能力減弱，電流只能從過(guò)渡段的鋼芯通過(guò)；

d)較大的負(fù)載電流使得過(guò)渡段及其附近的鋼芯區(qū)域發(fā)熱嚴(yán)重，該部位溫度上升，機(jī)械性能驟降，甚至超過(guò)鋁的熔點(diǎn)；

e) 鋁線包覆的鋼芯的氧化銹蝕進(jìn)一步降低了鋼芯的機(jī)械性能，導(dǎo)致在一定的軸向拉力下發(fā)生斷線。

5 結(jié)論

本文通過(guò)構(gòu)建經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的架空導(dǎo)線的電磁場(chǎng)仿真模型，對(duì)比分析新導(dǎo)線和老化導(dǎo)線所對(duì)應(yīng)的仿真計(jì)算結(jié)果，并結(jié)合實(shí)際斷線事故的宏觀分析和微觀檢測(cè)進(jìn)行驗(yàn)證。主要結(jié)論如下：

a) 經(jīng)全張力預(yù)絞絲修補(bǔ)的導(dǎo)線的機(jī)械性能與載流能力雖然能夠得到恢復(fù)，但是修補(bǔ)的部位仍有較高的斷線風(fēng)險(xiǎn)，尤其是對(duì)于長(zhǎng)期運(yùn)行的老化導(dǎo)線的過(guò)渡段及其附近的鋼芯區(qū)域。對(duì)存在運(yùn)行風(fēng)險(xiǎn)的架空導(dǎo)線修補(bǔ)部位，應(yīng)加強(qiáng)紅外檢測(cè)和可見光檢測(cè)，以及時(shí)處理異常情況。

b) 對(duì)于經(jīng)修補(bǔ)的新導(dǎo)線，外層導(dǎo)線預(yù)絞絲可承擔(dān)高達(dá)96.15%的運(yùn)載電流，僅少量電流流經(jīng)過(guò)渡段鋼芯。對(duì)于經(jīng)修補(bǔ)的老化導(dǎo)線，過(guò)渡段鋼芯是運(yùn)載電流的主要流通路徑，高密度電流產(chǎn)生的高溫使得承受軸向拉力的鋼芯發(fā)生損傷。

c) 在全張力預(yù)絞絲安裝過(guò)程中，對(duì)原導(dǎo)線的打磨工作至關(guān)重要，打磨質(zhì)量直接關(guān)系到外層導(dǎo)線預(yù)絞絲與原導(dǎo)線的接觸狀態(tài)。后續(xù)研究工作應(yīng)集中于修補(bǔ)導(dǎo)線的老化機(jī)理，進(jìn)一步優(yōu)化完善導(dǎo)線修補(bǔ)方式。