經全張力預絞絲修補的架空導線斷裂機理分析

張滔, 鄭文成, 徐濤，郭德明，黃宇軒，胡嘉銘，劉剛

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

架空線路作為電力建設中的重要環節，是目前遠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、輸電容量高等優點。架空線路直接暴露于外界環境中，不僅需要承受正常運行時的機械負載和電力負荷，還受到自然環境和人為因素的影響[2-5]；因此，架空線路容易受到損傷，嚴重時可能會導致斷股甚至斷線事故，影響電力系統的安全穩定運行[1-5]。

在實際工程中，局部斷股的架空線路可以經修補后繼續投入運行，修補后導線的機械性能與載流能力均能夠得到恢復。目前，常用的導線修補方式有預絞式接續條修復、鉗壓接續、液壓接續、爆壓接續等[6]，其中全張力預絞絲接續條修復憑借著機械強度高、導電性好、易于操作等諸多優點得到了廣泛的應用[6-7]。然而，目前的研究大多只考慮經全張力預絞絲修補后的機械性能，而鮮少關注其電氣特性，尤其是在導線運行年限較長的情況下。隨著架空導線運行時間的增長，導線表面老化愈加嚴重，經全張力預絞絲修補處容易發生斷裂事故。2013年唐山市曾發生過一起35 kV線路斷線事故，斷裂位置位于導線經全張力預絞絲修補的部位[8]。由此可見，有必要對經全張力預絞絲修補的導線斷線原因展開分析。

本文利用有限元仿真的方法構建全張力預絞絲修補處的電磁場仿真模型，模擬新導線與老化導線分別和外層導線預絞絲之間不同的接觸狀態；通過仿真計算得到經全張力預絞絲修補處的電流密度分布，并且對比分析新導線與老化導線之間的差異；根據仿真計算結果分析經全張力預絞絲修補導線的斷裂機理，并結合實際斷線事故進行驗證。

1 全張力預絞絲

1.1 經全張力預絞絲修補的架空導線

架空導線由于復雜多變的運行環境容易受到損傷，可能發生斷股甚至斷線。通常采用全張力預絞絲對受損的架空導線進行修補，以恢復其受損前的機械性能與載流能力。全張力預絞絲由內層鋼芯預絞絲、中層導線預絞絲和外層導線預絞絲3部分構成[9]。圖1展示了經全張力預絞絲修補的鋼芯鋁絞線(aluminum conductor steel reinforced，ACSR)結構。

圖1 經全張力預絞絲修補的鋼芯鋁絞線Fig.1 Aluminum conductor steel reinforced repaired byfull-tension splice

在自然環境以及電磁熱的共同作用下，架空導線會發生老化，且老化程度隨著導線運行年限的增加而逐步增大。對于老化導線，原導線外層鋁線表面發生氧化，原導線與外層導線預絞絲之間的接觸點為鋁的氧化物。由于氧化鋁的電導率極低，老化導線與外層導線預絞絲之間的接觸點難以流通電流，最終失效。根據電網故障統計可知，老化的架空導線在經全張力預絞絲修補處具有發生斷裂的可能性，已經成為影響電力網絡安全穩定運行的瓶頸點；因此，有必要對經全張力預絞絲修補的老化導線斷裂機理展開研究。

1.2 全張力預絞絲的安裝工藝

由于全張力預絞絲安裝工藝復雜，為了便于對斷線機理進行分析，下文對全張力預絞絲的結構特征以及相應的安裝工藝進行介紹。

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

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

第1步，將內層鋼芯預絞絲的中心標記置于導線的受損處，沿導線兩側方向量出接續條長度的一半另加6.5 mm，并在導線兩側各作標記。剪掉導線2個標記之間的所有鋁絞線，露出內層鋼芯。

第2步，將內層鋼芯預絞絲的中心標記置于內層鋼芯的中心位置處，并纏繞至導線上。

第3步，待完全安裝好內層鋼芯預絞絲，將中層導線預絞絲的中心標記對準內層鋼芯預絞絲的中心標記處，并纏繞至導線上。

第4步，完全安裝好中層導線預絞絲后，對導線進行徹底打磨；將外層導線預絞絲的中心標記對準中層導線預絞絲的中心標記，并纏繞至導線上。

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

在全張力預絞絲安裝過程中，對原導線的打磨工作至關重要，尤其是對于老化導線，打磨質量直接關系到外層導線預絞絲與原導線的接觸狀態。下文將對經全張力預絞絲修補的新導線與老化導線的電流流通路徑進行討論分析。

2 經全張力預絞絲修補導線的電磁場仿真模型建立

本文利用Comsol軟件構建經全張力預絞絲修補導線的三維電磁場仿真模型，通過仿真計算得到修補導線的電流密度分布，同時對比分析新導線與老化導線之間的差異。

2.1 幾何模型的構建

基于圖2(b)所示的結構特征，電流在外層導線預絞絲端口以及過渡段處會重新分布。為了減少仿真模型的計算量，以外層導線預絞絲端口和過渡段為研究對象分別建立相應的電磁場仿真模型。本文以LGJ-185/30型鋼芯鋁絞線和QJL-185/30型全張力預絞絲為例進行分析，表1為二者的結構參數[10]。

由于經全張力預絞絲修補后的導線仍然為絞線結構，原導線表面和外層導線預絞絲之間的接觸點按照一定的規律分布，分布規律與線股的節距相關[11]。原導線與外層導線預絞絲接觸點的空間分布如圖3所示，其中：l為相鄰存在接觸點的預絞絲段徑向截面間的軸向距離，m；θ為同一股外層導線預絞絲絞線上相鄰2個接觸點對應轉過的角度，(°)。

表1 鋼芯鋁絞線與全張力預絞絲的結構參數Tab.1 Structure parameters of aluminum conductor steel reinforced and full-tension splice

(1)

(2)

式中：S1為原導線最外層絞線節距，m；S2為外層導線預絞絲節距，m。

圖3 原導線與外層導線預絞絲接觸點的空間分布Fig.3 Spatial distribution of the contact points between original conductor and outer splice

對于原導線與外層導線預絞絲之間的單個接觸點，利用高度H=0.1 mm、半徑為r的圓柱形導電橋進行等效替代[11]，導電橋半徑

(3)

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

除此之外，在建立模型之前，將作如下幾點假設和簡化[11]：

a) 對于原導線鋼芯，采用等外徑的圓柱體等效替代；

b) 對于原導線的鋁層、內層鋼芯預絞絲和中層導線預絞絲，采用等內徑和等外徑的圓管等效替代；

c) 對于外層導線預絞絲，采用等外徑的圓管等效替代，其內徑比原導線外徑大2H。

基于上述簡化和假設，所建的外層導線預絞絲端口以及過渡段的幾何模型如圖4所示。其中，2個幾何模型的軸向長度采用文獻[12]提及的方法確定，以確保在模型末端電流密度的穩態分布。

圖4 經全張力預絞絲修補導線的幾何模型Fig.4 Geometric model of conductor repaired by full-tension splice

本文通過改變導電橋的材料屬性來模擬新導線以及老化導線表面和外層導線預絞絲之間的接觸狀態。對于新導線，原導線與外層導線預絞絲之間的接觸點材料為鋁；對于老化導線，原導線與外層導線預絞絲之間的接觸點材料為鋁的氧化物。文獻[13]指出氧化鋁的電導率為2×10-7S/m，相對介電常數為9。表2為仿真模型材料的電磁場物理參數[13-14]。

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

2.2 邊界條件的加載

圖5展示了經全張力預絞絲修補導線的邊界條件加載方式，其中，0—n為各層導電橋序號，I為流經導線電流，I1為流經外層導線預絞絲電流，I2為流經鋼芯電流。對于外層導線預絞絲端口仿真模型，將導線一側的端面設置為電流終端，將導線與外層導線預絞絲一側的端面設置為接地端；對于過渡段仿真模型，將導線與外層導線預絞絲一側的端面設置為電流終端，將鋼芯與全張力預絞絲一側的端面設置為接地端。

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

為了保證過渡段中輸入電流的分布情況與外層導線預絞絲端口末端的電流分布情況保持一致，將外層預絞絲端口接地端的電流分布計算結果作為過渡段終端的激勵。

3 仿真結果分析與斷線原因分析

3.1 仿真結果分析

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行計算。圖6為經全張力預絞絲修補的新導線和老化導線的電流密度分布云圖，其中圖6(a)為新導線的結果，圖6(b)為老化導線的結果。

圖6 經全張力預絞絲修補的新導線與老化導線電流密度分布云圖Fig.6 Current density distribution of new and ageing conductor repaired by full-tension splice

通過對比圖6(a)與圖6(b)可知，新導線與老化導線的電流流通路徑存在較大差異。對于新導線而言，原導線中的電流由于集膚效應將通過原導線鋁線與外層預絞絲之間的接觸點擴散至外層導線預絞絲，各排接觸點位置的電流密度較大；對于老化導線而言，由于原導線鋁線與外層預絞絲之間的接觸點失效，原導線中的電流難以擴散。

為進一步分析修補導線的電流擴散規律，分別對仿真模型中各層導電橋表面的電流密度進行面積分運算，得到電流在原導線與外層導線預絞絲的分布情況。圖7為新導線與老化導線各層導電橋所在徑向截面的電流分布情況。在外層預絞絲端口區域，如圖7(a)所示：新導線電流的擴散主要集中于前幾層導電橋，且隨著擴散范圍的增加而逐步趨于穩定；老化導線的電流幾乎全部存在于原導線當中。在過渡段區域，如圖7(b)所示：新導線的電流進一步通過各層導電橋擴散，最終絕大部分電流通過外層預絞絲進行導通；老化導線的電流無法擴散至外層導線預絞絲，從而導致過渡段鋼芯電流密度過大。

圖7 新導線與老化導線各層導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對比分析了經全張力預絞絲修補的新導線與老化導線的過渡段鋼芯以及外層導線預絞絲的電流占比差異。外層導線預絞絲是新修補導線的主要流通路徑，可承擔高達96.15%的運載電流；而過渡段鋼芯是老化修補導線的主要流通路徑，幾乎承擔全部的運載電流。由此可見，架空導線老化是影響經全張力預絞絲電流流通路徑的一個至關重要的因素。

3.2 斷線原因討論

根據3.1節中的仿真計算結果可知，由于修復后導線特殊的結構特征，老化導線中的電流只能從過渡段鋼芯流通，此時過渡段鋼芯處的電流密度較

圖8 新導線與老化導線的過渡段鋼芯及外層導線預絞絲的電流占比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，過渡段及其附近的鋼芯所產生的高溫將遠大于其余區域。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承擔[15]。

根據文獻[16]可知，鋼芯的機械強度也將隨著溫度的上升逐步下降。文獻[16]分別在0.5、0.7、0.8及0.9倍屈服荷載fs下對鋼試樣進行高溫拉伸試驗，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，造成鋼材發生斷裂失效的破壞溫度無需達到鋼的熔點(約1 600 ℃)。同時，隨著恒載應力水平的增加，鋼材所對應的破壞溫度呈遞減趨勢。

因此，對于經全張力預絞絲修補的老化架空導線，過渡段及其附近的鋼芯區域是導線上機械性能最為薄弱的一個環節，老化修補導線在軸向拉力及高溫的作用下具有發生斷裂失效的可能性。

4 事故例證

本節討論一起具體的導線斷裂事故，從而對上述仿真模型及結果進行驗證。

4.1 事故概述

2017年8月廣東省內一條1992年投入運行的110 kV線路A相導線中發生了一起斷線事故。該線路2005年在道路施工過程中受到損傷，現場采用全張力預絞絲進行修補。

故障發生前該線路運行電流為595 A。經工作人員現場排查發現，本次斷線故障發生于A相導線經全張力預絞絲修補區域，如圖9所示。從局部放大圖來看，斷線點位于原導線的鋁絞線所包覆的鋼芯上，沿導線軸向距離內層鋼芯預絞絲與中層導線預絞絲端面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溫結果

2017年4月，運維班組對本次故障線路進行紅外測溫工作，紅外測溫結果如圖10所示(測溫時導線運行電流為74.64 A)。由圖10可知，全張力預絞絲修復處的最高溫度高于裸導線的最高溫度，二者間最大溫差為1.8 ℃。從方位上看，全張力預絞絲修復處的最高溫度位于過渡段附近。由于紅外攝像存在局限性，只能測得外層導線預絞絲表面溫度，其內部溫度會比表面更高。

圖10 事故線路斷線前紅外測溫結果Fig.10 Results of infrared temperature measurement before fault line break

4.3 斷線樣品檢測與分析

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，修補導線表面發黑，存在著明顯的污染層。這主要是由于輸電導線表面附近的污穢顆粒在電場力的作用下附著于導線表面并發生反應[17]。除此之外，原導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)中的區域1和區域2所示。這是由于在接近鋁絞線纏繞的末端附近，鋁線與鋼芯之間會形成狹小的半封閉空間，更易于儲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果來看，鋼芯斷口處出現韌窩狀花斑，具有明顯韌性斷裂特征[18]。韌性斷裂一般是由超載引起，說明斷裂事故發生時導線受到過載軸向拉力。結合圖11(b)中能譜儀分析結果可知，鋼芯斷口處覆蓋有大量的金屬鋁，且聚集程度較高；這說明了導線在斷裂之前溫度超過了鋁的熔點(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，表明導線溫度未達到鋼的熔點，排除鋼芯因高溫直接熔斷的可能。由此可見，老化修補導線的過渡段區域發熱嚴重，該處鋼芯的機械性能驟降。文獻[19]指出，氧化銹蝕將進一步降低鋼芯自身的機械性能。最終，在過渡段及其附近銹蝕程度最為嚴重處的鋼芯會由于無法承受兩側的過載軸向拉力而發生斷裂。

4.4 老化修補導線斷裂機理總結

基于上述仿真和斷線事故分析結果，本文對經全張力預絞絲修補的老化導線斷裂機理進行如下總結：

a) 由于導線所處運行環境惡劣，導線的鋁線表面發生了氧化腐蝕，并吸附污染物，造成表面發黑；

b)基于過渡段特殊的結構特征，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存空氣中的水分和污穢物，導致氧化銹蝕嚴重；

c)經全張力預絞絲修補的老化導線的鋁絞線與外層導線預絞絲接觸惡劣，導致外層導線預絞絲分流能力減弱，電流只能從過渡段的鋼芯通過；

d)較大的負載電流使得過渡段及其附近的鋼芯區域發熱嚴重，該部位溫度上升，機械性能驟降，甚至超過鋁的熔點；

e) 鋁線包覆的鋼芯的氧化銹蝕進一步降低了鋼芯的機械性能，導致在一定的軸向拉力下發生斷線。

5 結論

本文通過構建經全張力預絞絲修補的架空導線的電磁場仿真模型，對比分析新導線和老化導線所對應的仿真計算結果，并結合實際斷線事故的宏觀分析和微觀檢測進行驗證。主要結論如下：

a) 經全張力預絞絲修補的導線的機械性能與載流能力雖然能夠得到恢復，但是修補的部位仍有較高的斷線風險，尤其是對于長期運行的老化導線的過渡段及其附近的鋼芯區域。對存在運行風險的架空導線修補部位，應加強紅外檢測和可見光檢測，以及時處理異常情況。

b) 對于經修補的新導線，外層導線預絞絲可承擔高達96.15%的運載電流，僅少量電流流經過渡段鋼芯。對于經修補的老化導線，過渡段鋼芯是運載電流的主要流通路徑，高密度電流產生的高溫使得承受軸向拉力的鋼芯發生損傷。

c) 在全張力預絞絲安裝過程中，對原導線的打磨工作至關重要，打磨質量直接關系到外層導線預絞絲與原導線的接觸狀態。后續研究工作應集中于修補導線的老化機理，進一步優化完善導線修補方式。