一起500kV導線線夾過熱缺陷案例分析

王江波 周鴻鈴 李光茂 喬勝亞 楊 森

一起500kV導線線夾過熱缺陷案例分析

王江波1周鴻鈴2李光茂2喬勝亞2楊 森2

（1. 深圳供電局，深圳 518001；2. 廣州供電局，廣州 510410）

線夾作為導線連接的重要部件，在電力系統架空線路中被廣泛使用，因導線斷股、螺栓松動接觸不良等導致的線夾過熱現象時有發生。本文對一起變電站500kV主變變高開關上方引下線線夾異常發熱的緊急缺陷案例進行分析，開展直流電阻試驗、大電流溫升試驗、滑移試驗、單線拉斷力試驗及解體檢查，最終確定線夾過熱原因為固定螺栓在投運時的緊固力矩不滿足標準要求，墊片配置數量不統一，長期運行過程中導線受力導致線夾螺栓松動，致使線夾端部更易受潮腐蝕并進一步加劇接觸不良，從而導致接觸電阻增大，以及滑移試驗與拉斷力試驗不符合要求。最后，提出對該批次導線加強紅外監測的針對性運維策略。

線夾過熱；導線斷股；解體檢查

0 引言

架空輸電導線作為電力系統的重要組成部分，其運行安全穩定性直接影響供電可靠性[1-3]。線夾作為輸電線路的重要組成部件，不僅要承受電載荷，還要承受導線的張力[4-7]。在實際運行中，由于固定螺栓力矩不足、微風振動、機械負荷、腐蝕等因素，可能導致線夾固定連接處螺栓松動、導線斷股、散股，進而導致接觸電阻過大，在電流作用下易使導線及與其相連的固定線夾發熱[8-14]。如果未及時處理，不僅會影響導線的載流能力，長期過熱還可能損壞線夾，加劇導線斷股風險，嚴重時甚至導致導線斷線，造成線路故障[15-18]。

本文對一起變電站500kV主變變高開關上方引下線線夾異常發熱缺陷案例進行分析，結合直流電阻試驗、大電流溫升試驗、滑移試驗、單線拉斷力試驗及解體檢查，找到線夾過熱原因并采取相應運維措施。

1 案例背景

運維人員在對某500kV變電站進行紅外測溫巡視時發現，某主變變高開關A相上方T接線夾異常發熱，最高溫度為260℃，B相和C相相同位置溫度為29℃，環境溫度為22℃。紅外測溫圖片如圖1所示。

圖1 紅外測溫圖片

根據DL/T664—2016《帶電設備紅外診斷應用規范》，接頭和線夾位置熱點溫度大于130℃屬于緊急缺陷。該導線型號為LGKK—587，其額定載流量為1 204.67A，缺陷發現時電流為499A，負荷率為41%，已運行28年。查閱過往歷史缺陷信息，該導線近3個月內電流未超出額定載流量，且未出現短路電流等。

圖2 導線及線夾示意圖

圖3 導線斷股、發黑

2 檢查試驗

為找到線夾過熱原因，對過熱導線及線夾開展直流電阻試驗、螺栓力矩檢查、大電流溫升試驗、滑移試驗、單線拉斷力試驗和解體檢查。

2.1 直流電阻試驗

對二分裂導線進行拆解，并對拆解后的兩條導線及導線接頭進行標記，其中1號導線為過熱缺陷導線，1.2號線夾附近發生斷股，2號導線為對照導線。導線示意圖如圖4所示，過熱導線與對照導線共4個線夾，分別命名如下：正常端1.1號線夾，發熱端1.2號線夾；正常端2.1、2.2號線夾，并將1.1、2.1號線夾統稱為1側線夾，同理1.2、2.2號線夾統稱為2側線夾。分段進行直流電阻測試，結果見表1。

圖4 導線示意圖

表1 直流電阻測試結果 單位: mW

表1中：1號導線0～4m、5～6m段，2號導線0～7m段的直流電阻均小于廠家規定的0.051 4W/km；1號導線4～5m段直流電阻略超廠家規定值；1號導線6～7m段的直流電阻為0.061 4W/km，結果不合格，主要原因為該處為導線外層斷股位置，且斷線6股。

線夾與導線直流電阻對比見表2。參照GB/T 2317.3—2008《電力金具試驗方法 第3部分：熱循環試驗》要求：對于非壓縮型金具，如果其電阻值不大于與金具等長的參照導線電阻值的1.1倍，則試驗通過。表2中：1.1號與2.1號線夾直流電阻均滿足不大于1.1倍線夾長度參照導線的直流電阻的要求；1.2號與2.2號線夾的直流電阻過大，不滿足要求。從外觀檢查，1.2號、2.2號線夾與1.1號、2.1號線夾相比，螺栓力矩和緊固形式存在差異。

表2 線夾與導線直流電阻對比 單位: mW

采用敲擊模擬振動，對線夾進行直流電阻測試。多次敲擊后的線夾直流電阻見表3。表3中：與未敲擊時相比，敲擊后的直流電阻測試結果不穩定，且數值偏差最大超過5倍。造成上述結果的原因可能是螺釘較為松動，力矩不足，造成直流電阻分散性大。

表3 多次敲擊后的線夾直流電阻 單位: mW

2.2 力矩試驗

對1、2號導線線夾處螺栓進行力矩測試，發現1.1號和2.1號線夾側6個螺栓力矩均在40～45N?m之間，而1.2號和2.2號線夾側6個螺栓力矩均小于20N?m，說明導線的1.2號和2.2號線夾側螺栓存在松動情況。

由表3和表4可知，7個螢石試樣中全鈣的測定值與標準樣品認定值或標準方法GB/T 5195.1—2006測定值相符，相對標準偏差(RSD，n=5)在0.11%～0.23%之間；7個螢石試樣中碳酸鈣的測定值與標準樣品認定值或標準方法GB/T 5195.2—2006測定值相符，碳酸鈣質量分數不小于0.30%的試樣，相對標準偏差(RSD，n=5)在4.9%～7.6%之間，碳酸鈣質量分數小于0.30%的試樣，相對標準偏差(RSD，n=5)在12.6%～28.1%之間。由表5可知，本方法測定的氟化鈣含量與認定值或上述兩種標準方法測定后計算所得值基本相符，相對誤差不大于0.40%。

根據螺紋緊固標準要求，對于M12螺桿，強度級為4.6級時，擰緊力矩標準要求為36～45N?m，強度級為5.6級時，擰緊力矩標準要求為45～55N?m，而本文線夾螺桿強度級為4.8級，其擰緊力矩標準要求應在4.6級和5.6級之間，取40～45N?m作為其正常緊固力矩，即1.2號、2.2號線夾螺栓力矩均不滿足要求。

2.3 大電流溫升試驗

依據GB/T 2317.3—2008《電力金具試驗方法第3部分：熱循環試驗》進行大電流溫升試驗，將導線首尾相連形成閉合回路，導線穿過升流器線圈，利用電磁感應產生回路感應電動勢，通過控制調壓器來調整試驗回路電流，采用熱電偶與紅外測溫相結合的方式進行測溫。

分別向1、2號導線施加400A、600A、800A、1 000A電流，監測導線溫度變化曲線，直到溫度達到相對穩定且1h內變化小于1℃時，記錄穩態溫度。將發熱端1.2號、2.2號線夾處螺栓力矩調整至40N?m，重復進行溫升試驗。此時，環境溫度為23℃，相對濕度為42%。溫升試驗及測點示意圖如圖5所示，測溫位置1、2、3、4分別代表：斷股位置2側線夾外部與導線接觸處、1側線夾表面位置、2側線夾內部與導線端部連接位置、導線中部正常位置。1 000A電流下1號導線位置3紅外測溫圖片如圖6所示，1、2號導線線夾施加40N?m力矩前后的溫度曲線分別如圖7、圖8所示。

圖5 溫升試驗及測點示意圖

圖6 1 000A電流下1號導線位置3紅外測溫圖片

圖7 1號導線線夾施加40N?m力矩前后溫度曲線

圖6中，通過計算可以得到電流為500A時，熱點溫度約為342℃，而缺陷現場相同電流下測試溫度為260℃，模擬試驗溫度高于缺陷現場溫度，主要原因為缺陷現場導線高度較高，受測溫角度及現場風速等環境因素影響，導致溫度低于試驗值。

在1 000A電流下，位置3處有明顯發熱，熱點達到344℃。圖7和圖8表明，力矩加至40N?m后1、2號導線各位置溫度下降。熱點位于導線頭深入線夾內部位置，即位置3處。位置1處溫度低于線夾內導線端頭部溫度。施加力矩前，2號導線在600A電流下的熱點溫度超過350℃，800A電流下的熱點溫度超過450℃，在1 000A電流下的熱點溫度超過600℃。

對1號導線施加力矩前，在電流達到800A后，隨著電流增大，熱點、線夾表面等溫度反而降低，主要原因為溫度升高，導線受熱膨脹，使接觸條件改善，接觸電阻降低，熱損耗也降低，從而溫度降低。

將1、2號導線線夾施加40N?m力矩前后位置1、位置2、位置3溫度進行對比，如圖9所示。

從圖9可以看出，2.1號、2.2號線夾處增大螺栓力矩至40N?m后，位置1、位置2、位置3處溫度均明顯下降；同時，在力矩增大后，2號導線位置3在600～1 000A電流下的發熱溫度仍在150～230℃左右，超過DL/T 664—2016《帶電設備紅外診斷應用規范》對接頭和線夾的熱點溫度要求：熱點溫度超過130℃時屬于緊急缺陷，即力矩增加到標準要求時，2.2號線夾的緊固方式仍然存在發熱風險。2號導線內部或線夾連接處可能存在其他接觸不良情況。

圖9 1、2號導線溫升試驗對比

圖9（a）～圖9（c）中，在線夾處增大螺栓力矩至40N?m后，在400～800A電流下，相同位置處1號導線溫度的變化值明顯大于2號導線。在電流為1 000A時，1號導線溫度反而降低，結合1.2號線夾明顯有斷股，說明導線斷股不是線夾發熱的主要原因，螺栓接觸不良是導線發熱的主要原因。導線斷股是由線夾內導線端部發熱引起，并在受力和長期運行腐蝕條件下綜合導致。

2.4 滑移試驗

導線額定拉斷力為152kN，根據GB/T 2317.1—2008《電力金具試驗方法》，對于接觸金具，施加載荷至152kN×5%，在導線上作一個檢測金具相對位移的標記；施加載荷至152kN×10%，保持60s，若導線與金具間無相對滑移，且導線與金具無損傷，則結果合格。現場分別在螺栓施加20N?m、40N?m力矩情況下開展滑移試驗，結果如圖10所示。

圖10 線夾施加不同力矩下的滑移試驗結果

圖10表明，力矩降為20N·m時，1.2號線夾在11.8kN時出現滑移，而2.2號線夾加載荷至15.2kN后，保持過程中出現滑移，因此施加力矩20N·m時，滑移試驗不符合要求。在力矩為40N·m時，未見滑移且導線與線夾未出現損傷，滑移試驗合格。

2.5 拉斷力試驗

分別在樣品熔斷位置和未發生熔斷位置各隨機選取3根鋁芯、3根鋼芯共12根進行單線拉斷力試驗，單線抗拉強度見表4。

表4 單線抗拉強度 單位: MPa

表4中，熔斷位置鋼芯單線的抗拉強度試驗結果低于全部等級，不符合標準要求；未發生熔斷位置滿足2級抗拉標準，即抗拉強度最小值為1 410MPa。而鋁芯單線抗拉強度均小于等于170MPa，不符合標準要求。

單線拉斷力試驗結果說明，導線因運行老化原因導致單線拉斷力不合格，導線整體抗拉強度下降，在線夾接觸不良局部過熱、環境腐蝕等綜合因素下存在斷股風險。

3 解體檢查

對導線進行解體檢查，現場解體如圖11所示，主要發現以下問題：

1）圖11（a）、圖11（b）中，1、2號導線線夾使用墊片數量不一致。1.1號和2.1號線夾墊片數量一致，均為5個墊片，無彈簧墊圈。1.2號和2.2號線夾的墊片與彈簧墊圈數量總和均不超過3個，且彈簧墊圈已被壓平失去彈力。

2）圖11（c）中，在1.2號線夾內部有斷線10股，以及較多的粉末碎屑，斷股位置存在明顯燒黑融化痕跡。在2.2號線夾處有一根斷線，1.1號、2.1號線夾處無斷線。對于四處線夾，1.2號、2.2號線夾的螺栓生銹情況比較嚴重，金屬軟管及金屬軟管內側密封頭和線夾內表面銹蝕嚴重。

圖11 現場解體

4 結論

本文通過直流電阻測試、螺栓力矩檢查、大電流溫升試驗、滑移試驗、單線拉斷力試驗和解體檢查，主要得到以下結論：

1）1.2號、2.2號線夾直流電阻過大，對應位置螺栓力矩不滿足要求。通過溫升試驗，熱點位于線夾內部位置，且斷股位置溫度低于線夾內導線端部溫度，力學滑移試驗和單線拉斷力試驗不滿足國標要求。

2）線夾過熱原因為緊固螺栓在投運時力矩不足，且螺栓墊片、彈簧墊圈配置數量不統一，長期運行過程中線夾內導線端部潮濕腐蝕及線夾長期受力導致螺栓松動，致使直流電阻增大，最終引起異常發熱。

針對本次導線發熱缺陷，提出以下建議：

1）對該站同型號同位置導線和線夾在適當時間進行停電檢查，確認同型號導線是否存在批次問題，然后決定是否進行整體更換。

2）對該批次導線加強紅外測溫和運維巡視。

[1] 魏建華, 趙文彬, 李敏, 等. 基于有限元的低風壓導線發熱分析[J]. 電力系統保護與控制, 2021, 49(19): 56-64.

[2] 周仿榮, 張輝, 者梅林, 等. 一種基于數據增強增廣和神經網絡的輸電導線及其缺陷檢測方法[J]. 南方電網技術, 2022, 16(9): 131-142.

[3] 張仁奇, 祝賀, 朱金福, 等. 過熱狀態下輸電導線接續管熱疲勞損傷及場量仿真分析[J]. 廣東電力, 2022, 35(2): 110-120.

[4] 李勇杰, 韓紀層, 何成, 等. 強風區750 kV超高壓輸電線路引流線斷股機理研究[J]. 武漢大學學報(工學版), 2020, 53(10): 923-931.

[5] 王浩洋, 余快, 龔景陽, 等. 輸電線路耐張導線金具壓接質量檢測方法現狀與展望[J]. 電氣技術, 2023, 24(4): 1-8.

[6] 周念成, 蘭雪珂, 莫復雪, 等. 計及線路接頭溫升約束的受端電網轉供優化模型[J]. 電工技術學報, 2021, 36(15): 3237-3249.

[7] 黨樂, 郭金剛, 崔亞茹, 等. 架空輸電線路金具材料研究現狀及發展[J]. 電氣技術, 2022, 23(4): 1-6.

[8] 吳正樹, 李守信, 張利娜, 等. 輸電線路引流板螺栓擰緊工藝的研究[J]. 電氣技術, 2021, 22(6): 78-81.

[9] 楊富磊, 張玉嬋, 祁志遠, 等. 基于有限元的預絞式耐張金具發熱故障分析[J]. 電氣技術, 2019, 20(1): 24-26, 30.

[10] 孟曉波, 陳文燦, 楊代銘, 等. 懸垂線夾內導線斷股的超聲導波檢測方法仿真研究[J]. 智慧電力, 2018, 46(7): 67-74.

[11] 李煬, 陳垣, 吳志坤, 等. 鋼芯鋁絞線斷股時的過熱特性[J]. 廣東電力, 2017, 30(6): 98-102.

[12] 姚貴嬌, 陳作新, 陸桂來, 等. 架空輸電線路耐張線夾銹蝕及改造研究[J]. 電氣技術, 2022, 23(12): 100-103, 108.

[13] 楊徽, 龔亮, 歐波, 等. 線夾在超負荷及導線斷股情況下發熱狀況研究[J]. 中國測試, 2021, 47(增刊2): 102-105.

[14] 李洋洋, 孫艷, 董龑, 等. 110 kV隔離開關線夾發熱故障分析與研究[J]. 高壓電器, 2021, 57(12): 195- 200.

[15] 劉煌煌, 張國燦, 林向宇, 等. 110kV高壓隔離開關線夾發熱故障的分析與研究[J]. 電工技術, 2017(2): 90-91.

[16] 楊可, 蘇尚流, 林文貴. 配電網設備線夾施工工藝與銅鋁過渡分析[J]. 電器與能效管理技術, 2021(3): 36-40.

[17] 彭向陽. 220kV架空線路故障斷線原因試驗檢測分析[J]. 高壓電器, 2011, 47(6): 48-52, 57.

[18] 顏濤, 李學, 王云輝, 等. 架空線路耐張線夾典型故障分析[J]. 電工技術, 2021(1): 32-35.

A case analysis of 500kV wire clamp overheating defect

WANG Jiangbo1ZHOU Hongling2LI Guangmao2QIAO Shengya2YANG Sen2

(1. Shenzhen Power Supply Bureau, Shenzhen 518001; 2. Guangzhou Power Supply Bureau, Guangzhou 510410)

As an important part of the wire connection, the clamp is widely used in the overhead lines of the power system. Due to the broken strand of the wire and the loose contact of the bolt, the overheating of the clamp occurs from time to time. In this paper, an emergency defect case of abnormal heating of the down-lead clamp above the high voltage side disconnector of 500kV main transformer in substation is analyzed. The DC resistance test, high current temperature rise test, slip test, single line tensile force test and disassembly inspection are carried out. The reason of overheating is that the fastening torque of the fixed bolt does not meet the standard when it is put into operation, and the number of gaskets is not uniform. During the long-term operation, the wire force causes the clamp bolt to loosen, which makes the end of the clamp more prone to wet corrosion and further aggravates the poor contact, resulting in an increase in contact resistance, and the slip test and the tensile force test do not meet the requirements. At last, a targeted operation and maintenance strategy for strengthening infrared monitoring of this batch of wire is proposed.

clamp overheating; wire strand break; disassembly inspection

2023-11-02

2024-01-01

王江波（1985—），男，河南省洛陽市人，本科，工程師，長期從事配電運行管理工作。