高 旭，曾文君，謝 恒，劉勁松，張 陵，程 鵬

（1.南瑞集團公司（國網電力科學研究院），南京211106；2.國網電力科學研究院武漢南瑞有限責任公司，武漢430074；3.中國電力科學研究院，武漢430074；4.國網新疆電力公司，烏魯木齊830011）

0 引言

220 kV及以上的輸電線路一般要求架空地線，但是風害區(qū)域架空地線容易受到風致振動，這種機械振動導致了地線及金具的磨損，嚴重情況將直接導致地線斷事故[1-2]。地線絕緣子支撐著架空線路的地線，線路正常運行，地線絕緣子承擔著地線與鐵塔的絕緣，減少了線路損耗，并保證了地線載波通訊的安全；當地線出現過電壓時，保護間隙放電，導通了地線與鐵塔，泄放了雷電電流，從而發(fā)揮了地線過電壓防護作用。

地線復合絕緣子可以分為絕緣子以及配套金具（包括保護間隙）兩部分。地線絕緣子以復合絕緣子為主，新疆區(qū)域常見的故障為傘裙撕裂故障，復合絕緣子在風速超過35 m/s時的長期作用下發(fā)生應力疲勞，傘裙根部將在出現裂紋，進而擴展導致傘裙撕裂[1，3-7]，這種破損面的尖銳程度影響著沿面最大場強，引發(fā)絕緣子的局部發(fā)熱、絕緣失效和機械性能下降等[8-9]。涉及到金具磨損的研究，相關的研究以國網電力科學研究院和新疆電力科學研究院的合作為主，梁偉等建立了線路連接金具壽命評估指標體系，這些指標包括沙漠環(huán)境、輸電走廊、線路本體特征以及連接金具特性等，并對沙漠地區(qū)某750 kV線路吐魯番至哈密區(qū)段的連接金具進行了壽命評估[10]；朱弘釗分析了連接金具的接觸應力，并進行了大量磨損模擬試驗，試驗揭示了連接金具承載力與試驗載荷及磨損次數之間的內在關系[11]；楊現臣等以U型環(huán)為研究對象，進行了磨損及物破壞載荷試驗，探討了大風環(huán)境中金具磨損影響因素[12]；劉冠辰注意到了磨損磨屑參與了連接金具界面的磨損行為[13]。這些研究為架空地線絕緣子的防風優(yōu)化設計提供了參考。

相對線路絕緣子來說，地線絕緣子比較短，除了傘裙撕裂外，地線絕緣子金具的磨損率大于導線絕緣子金具。導線絕緣子相對較長，線路的振動引起的張馳行為可以分散到絕緣子的各節(jié)點上，遞到金具掛軸的力相對較??；地線絕緣子長度較短，掛點也較少，振動產生的張馳行為直接作用在地線懸垂線夾上，磨損故障極為常見。線夾材料一般采用鑄鐵和鍛壓鋼，線夾部件之間未采用潤滑保護措施，在風振作用下產生了粘著磨損，如果在沙漠區(qū)域，沙粒加入會產生磨料磨損，這些磨損行為是風害區(qū)域金具失效的主要因素。輸電線路已開始采用耐磨金具，這些耐磨線夾的主體和壓板均采用鑄鐵件，閉口銷為不銹鋼，其余部件為鋼制件、鑄鐵件和熱鍍鋅鋼制件。大多數耐磨金具只是將金具部件的尺寸增厚，并沒從摩擦故障的本質出發(fā)，進一步尋找防風耐磨的優(yōu)化方法。

筆者分析了絕緣子傘裙撕裂問題、地線金具磨損故障分布，指出這些故障的集中部位，提出了有針對性的改進措施，并對優(yōu)化后的地線絕緣子進行了模擬實驗、耐磨性試驗和現場試用。

1 地線絕緣子及配套金具結構特點

地線復合絕緣子可以分為絕緣子以及配套金具（包括保護間隙）兩部分（如圖1）。

圖1 典型地線絕緣子Fig.1 Typical ground-wire composite insulator

復合絕緣子部分由玻璃纖維芯棒、硅橡膠傘裙和金具三部分組成。硅橡膠傘裙采用整體注壓完成，典型故障出現在金具壓接區(qū)域、傘裙區(qū)域位置[1]。

金具部分一般由連接金具和懸垂線夾組成。架空地線中易產生磨損的地線懸垂線夾由線夾船體、壓板、U形螺絲、掛板和閉口銷組成，其中線夾船體和壓板為可鍛鑄鐵件，閉口銷為不銹鋼制件，其余為鋼制件。連接金具由直角環(huán)和U形螺絲組成。閉口銷為不銹鋼制件，其余均為鋼制件，其中可鍛鑄鐵件和鋼件均采用熱鍍鋅。

懸垂線夾通過兩個U形環(huán)與桿塔橫擔相連。U形端部螺絲與直角環(huán)連接、直角環(huán)與懸垂線夾掛板連接，懸垂線夾掛板與懸垂線夾船體掛軸相連，形成以U形螺絲、U形直角環(huán)和線夾掛板為臂的上下3點絞接連接方式。文獻[14]認為，地線金具的磨損點主要分布在3個地方：磨損點1，直角環(huán)與U形螺絲連接處的磨損，磨損較嚴重；磨損點2，直角環(huán)與懸垂線夾掛板間的磨損，磨損較輕；磨損點3，懸垂線夾掛板與船體掛軸間的磨損，磨損最嚴。

2 故障原因分析

地線絕緣子風害故障的因素很多，總體歸納起來主要為氣象因素、地形因素和本體因素，詳細敘述如下。

2.1 氣象因素

風害區(qū)域具有風速大、風向和風速變化頻繁等特點，并且會伴隨大溫差、覆冰、濕度差異等微氣象特征。這些微氣象特點會引起架空地線的載荷和懸掛長度的變化，這些使架空地線的張力、弧垂隨之改變，進而帶動地線絕緣子的頻繁振動，使得地線金具產生磨損，在新疆區(qū)域會導致傘裙撕裂。

1）風致振動的影響。持續(xù)的風力容易引起地線大規(guī)模的頻繁振動，形成大范圍絕緣子金具的磨損失效，如果伴隨著沙塵的影響，將加速磨損過程；持續(xù)大風的風力作用下，地線復合絕緣子傘裙產生撕裂行為。

2）覆冰的影響。覆冰直接增加了架空地線的垂直載荷，增大了架空地線的迎風面積，這增加了地線的水平風載荷，并且融冰過程中的脫冰跳躍也會引起地線的振動，這些變化將加劇復合絕緣子端部棒脫落、金具磨損等。

3）溫差的影響。大溫差會引起架空線路的熱脹冷縮，導致了地線的動彎應變增大，動彎應變是地線振動危害的關鍵因素之一。

2.2 地形因素

輸電走廊的微地形特征導致風向風力的變化，山頂和平原區(qū)域無遮擋、空氣流動阻力小，山頂與山谷溫差變化，也容易產生上峽谷風。

以金具為例，梁偉[10]考察了某條輸電線路走廊地形地貌與金具磨損的關系，發(fā)現山頂和平原區(qū)域金具磨損較多，分別占38.3%和24.5%，這跟輸電走廊的微地形相關。見圖2[10]。

圖2 金具故障地形分布特征Fig.2 Terrain distribution characteristics of metal fittings fault

2.3 設備因素

1）絕緣子部分。長期強風壓迫復合絕緣子的傘裙，直接導致傘裙的形變發(fā)生，部分復合絕緣子的大傘裙出現三個階段（如圖3）[3]：1）部分外表完整的大傘裙在受到長期風壓外作用時，根部區(qū)域將針刺點狀裂紋（圖3（a））；2）隨著時間推移和形變加劇，針狀裂紋逐漸迅速擴展，將出現鏈狀細微裂紋，逐步發(fā)展為細小裂紋（圖3（b））；3）這些細小裂紋傘裙的逐步貫連，形成狹長的小裂紋，最后完全撕裂，形成貫穿性的斷裂裂紋，最終形成傘裙斷裂故障（圖3（c））。

圖3 絕緣子傘裙撕裂過程[3]Fig.3 Shed crack process of composite insulators[3]

2）金具部分。對地線金具的磨損部位經過掃描電子顯微鏡分析，接觸部位的疲勞磨損出現了斷裂微紋，如圖4所示。這種微小裂紋隨時間的加長，不斷增多和擴大，金具的有效承載界面不斷減小，超過承擔載荷時，金具將發(fā)生斷裂。

圖4 磨損金具形貌電鏡圖Fig.4 Scanning topography of wear metal fittings

設計地線金具時，一般會考慮到抗拉強度因素，但較少考慮連接位置的磨損。這些連接位置在較小的風力下也會產生振動，這種振動減速了連接位置的磨損破壞。或者線夾位置與地線線沒有壓緊，在風力的作用下產生相對運動，也會造成地線及金具的磨損。

3 防風優(yōu)化方案探討

3.1 絕緣子部分

文獻[3-4]分析了復合絕緣子傘裙的風壓分布情況，發(fā)現了幾點規(guī)律：

1）迎風角為50°時，絕緣子串承受的風壓最大，在這種情況下，傘裙迎風側上下表面形成了月牙形的風壓區(qū)域，這兩個區(qū)域的形成風壓方向相反。

2）相同直徑以及大小大的絕緣子流線分布相對平順，并且傘裙邊緣的形變與風壓成正線性關系。單位風壓下的絕緣子邊緣形變t可以根據式（1）進行計算[3]：

式中：k為傘裙的單位形變，mm/kg；S為傘裙的有效面積，cm2；g為重力加速度，取9.8 m/s2。

根據這些規(guī)律，進行地線絕緣子設計時，采用相同直徑的小傘絕緣子，根據式（1），設計的絕緣子k取4.3 mm/kg，S取902.51 cm2，可得t為3.96 mm/kPa，該值相對較小，也就是風壓引起的形變非常小。另外在安裝地線絕緣子時，盡量使迎風角大于85°或者小于15°。

3.2 金具部分

3.2.1 缺陷分析

根據地線的磨損缺陷，文獻[14]針對U型螺絲與直角掛環(huán)、掛板與耳軸等部位，從結構上進行了優(yōu)化，包括：1）單純加大連接處的面積；2）采用Y型線夾；3）采用斜交叉式連接方式；4）換用螺栓連接，加自潤滑銅套；5）改用碗頭連接，并且中間加裝絕緣子等系列方法。筆者在文獻[14]的基礎上，進一步進行優(yōu)化，主要包括：1）直角掛板替換U型環(huán)，繼續(xù)增加磨損部位的接觸面積；2）選擇連接螺栓，加自潤滑銅套，如圖6所示。

分析了掛板和連接螺栓的尺寸以及應力，以掛軸和活節(jié)螺栓為典型進行分析。地線金具尺寸的計算按500 kV線路地線的相關條件進行：

1）地線最大不平衡張力一般發(fā)生在斷線，考慮地線拉斷力、地線最大使用張力等參數。

2）垂直方向和風偏時候橫向載荷的計算取原來線路金具的允許載荷進行計算。

3.2.2 優(yōu)化方案

直角掛板材料采用35CrMo，屈服強度σs為550MPa，螺栓采用6.8級的碳鋼，屈服強度σ′s為480 MPa，仍然沿用螺絲的尺寸，根據文獻[15]，計算分析了掛板和螺栓。d為螺栓直徑，b為掛板寬度，αc為應力集中系數，d0為螺栓孔徑，δ為板孔壁厚度，h0為螺栓中心到掛板邊緣的距離（端距）。

圖5 金具部分現場照片Fig.5 Site photograph of metal fittings part

1）掛板水平截面的強度受螺栓的孔邊應力集中的影響，孔邊處最大拉應力σH可按下式進行計算：

式中：K為沖擊系數，取1.4；T為掛板所受外力，取28.4×103N；[σ′]=480×106/2.5=192 MPa；b=15×2+30=60 mm；d0=30 mm；αc的值與d/b的值有關，d/b=29/60=0.483，根據文獻[15]，取αc=2.2；

厚度δ取26 mm；可得σH=112.1 MPa＜192 MPa，滿足需求。

2）掛板垂直截面的強度

螺栓的孔邊切向最大應力τV按下式進行計算：

式中：d為 29 mm；δ為 26 mm；[τ]=480×106/6.25=76.8 MPa；h0=39mm，τv=52.3MPa＜76.8MPa，滿足需求。

3）孔壁承壓應力

孔壁承壓應力σM可按下式計算：

[σ]=550×106/2.5=220 MPa，計 算 可 得 σM為116.0 MPa＜220 MPa，滿足需求。

4）優(yōu)化設計后，需要計算螺栓在斷線條件下是否滿足強度要求。主要考慮兩側伸出的凸軸尺寸校核，彎曲切應力τL應有下式成立：

計算中取R=20 mm，計算τL=42.2 MPa＜76.8 MPa，滿足需求。

3.2.3 磨損試驗與現場應用

采用文獻[13]提供的方法，對優(yōu)化前后地線耐磨懸垂夾進行了磨損試驗，相應的對比結果如圖8所示。從圖6可以看出，改進結構后地線耐磨懸垂夾的磨損損失率差值起初變化不大，超過3小時后，隨后優(yōu)勢明顯，到5小時減少約1/3，從結果可以得出，優(yōu)化后的地線耐磨懸垂夾性能明顯優(yōu)于原始懸垂夾。

2015年開始，將發(fā)生磨損的耐磨懸垂夾替換為優(yōu)化后的地線金具（圖5）。經過347天的現場運行后，現場檢查發(fā)現，優(yōu)化后地線金具的各承載截面未見明顯減薄現象，運行效果良好。

圖6 磨損損失率Fig.6 Wear loss rate

4 結論

分析了絕緣子傘裙撕裂問題、地線金具磨損故障分布，指出故障集中的部位，提出了有針對性的改進措施，并進行了計算分析與試驗驗證，主要結論如下：

1）地線絕緣子的故障出現在金具壓接區(qū)域、傘裙根部區(qū)域等位置，金具故障主要集中在U型螺絲與直角掛環(huán)、掛板與耳軸的連接位置。

2）進行地線絕緣子設計時，采用相同直徑的小傘絕緣子，并且安裝傘裙盡量使迎風角大于85°或者小于15°。

3）對金具掛板和活節(jié)螺栓的機械強度進行了校驗，滿足設計強度要求；進行了耐磨性試驗，優(yōu)化后的地線耐磨懸垂夾性能明顯優(yōu)于原始懸垂夾。

[1] 鄧鶴鳴，李勇杰，蔡煒，等.沙漠區(qū)域輸電問題研究現狀及展望[J].高電壓技術，2017，43（12）:3895-3906.

DENG Heming，LI Yongjie，CAI Wei，et al.Status and prospect on technical research of power transmission in desert areas[J].High Voltage Engineering，2017，43（12）:3895-3906.

[2] 張秀麗，柯睿，楊躍光，等.酸性濕沉降區(qū)域500 kV輸電線路金具缺陷機理分析及防范措施[J].高電壓技術，2016（1）:223-232.

ZHANG Xiuli，KE Rui，YANG Yueguang，et al.Mecha?nism analysis and prevention countermeasures of hardware defects on 500 kV transmission lines of acid wet subsidence areas[J].High Voltage Engineering，2016（1）:223-232.

[3] 朱正一，賈志東，馬國祥，等.強風區(qū)750kV復合絕緣子傘裙破壞機制分析研究[J].中國電機工程學報，2014，34（6）:947-954.

ZHU Zhengyi，JIA Zhidong，MA Guoxiang et al.Analysis on fracture failure mechanism of 750 kV composite insula?tor sheds utilized in a storm-hit region[J].Proceedings of the CSEE，2014，34（6）:947-954.

[4] 朱正一，賈志東，馬國祥，等.強風區(qū)750 kV復合絕緣子抗風性能研究[J].中國電機工程學報，2015，35（21）:5648-5655.

ZHU Zhengyi，JIA Zhidong，MA Guoxiang et al.Study on wind resistance performance of 750 kV composite insula?tors utilized in storm-wind region[J].Proceedings of the CSEE，2015，35（21）:5648-5655.

[5] 賈志東，馬國祥，朱正一，等.復合絕緣子在強風下的形變及應力集中程度[J]，高電壓技術，2015，41（2）:602-607.

JIA Zhidong，MA Guoxiang，ZHU Zhengyi，et al.Deforma?tion and stress concentration of composite insulator in strong wind[J].High Voltage Engineering，2015，41（2）:602-607.

[6] ZHU Z，JIA Z，MA G，et al.Fatigue fracture of composite insulators sheds utilized in strong wind areas[J].IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation，2015，22（3）:1636-1643.

[7] 雷云澤，賈志東，趙莉華，等.復合絕緣子風壓分布研究及抗風性能檢測方法[J].中國電機工程學報，2016，36（9）:2545-2553.

LEI Yunze，JIA Zhidong，ZHAO Lihua，et al.Study on the distribution of wind pressure of composite insulators and the testing method of anti-wind performance[J].Proceed?ings of the CSEE，2016，36（9）:2545-2553.

[8] 陳智勇，蔣學軍，李婧.復合絕緣子傘裙損壞對絕緣子電場分布的影響研究[J].電瓷避雷器，2013，136（5）:44-46.

CHENG Zhiyong，JIANG Xuejun，LI Jing.Studies of the effect of the shed damage of composite insulator on elec?tric field distribution along insulator[J].Insulators and Surge Arresters，2013，136（5）:44-46.

[9] 祝賀，趙浩然.復合絕緣子傘裙破損狀態(tài)下的電位電場仿真研究[J].電瓷避雷器，2016，139（5）:1-6.

ZHU He，ZHAO Haoran.Potential and electric field simu?lation study of composite insulators with shed damage con?ditions Insulators and Surge Arresters，2016，（5）:1-6.

[10]梁偉，李勇杰，王建，等.基于改進型QSPM矩陣的線路連結金具壽命評估方法[J].電瓷避雷器，2017，140（3）:187-192.

LIANG Wei，LI Yongjie，WANG Jian，et al.Life evalua?tion methodsof link hardware in transmission lines based on iMPAaroved QSPM matrix[J].Insulators and Surge Ar?resters，2017，140（3）:187-192.

[11]朱弘釗，李勇杰，王建，等.沙漠區(qū)域輸電線路連接金具磨損性能試驗及磨損趨勢預測[J].電瓷避雷器，2017，140（4）:152-156.

ZHU Hongzhao，LI Yongjie，WANG Jian，et al.Perfor?mance experiment and trend prediction on abrasion of link hardware in transmission lines of desert areas[J].電瓷避雷器，2017，140（4）:152-156.

[12]楊現臣，李新梅.新疆大風區(qū)輸電線U型環(huán)磨損試驗分析[J].鑄造技術，2016，37（10）:2055-2057.

YANG Xianchen，LI Xinmei.Analysis on wear test of pow?er line u-shaped ring in Xinjiang wind region[J].Foundry Technology，2016，37（10）:2055-2057.

[13]劉冠辰.特高壓輸電線路U形掛環(huán)-調整環(huán)耐磨性能研究[D].保定:華北電力大學，2016.

LIU Guanchen.Research of the wear performance on the UHV transmission line u-rings and adjusting rings[D].Ba?oding:North China Electric Power University，2016.

[14]肖海東，楊暘，高虹亮，等.500 kV架空地線耐磨金具的研究[J].水電能源科學，2010，28（6）:118-120，98.

XIAO Haidong，YANG Yang，GAO Hongliang，et al.Re?search on wear resistance of 500 kV overhead ground wire hardware[J].Water Resources and Power，2010，28（6）:118-120，98.

[15]張殿生.電力工程高壓送電線路設計手冊（第2版）[M].北京:中國電力出版社，2003.