某换流站电压互感器接线端子断裂分析
时间：2023-03-10 14:15:03 来源：千叶帆 本文已影响人
叶建锋，黄旦莉，向官腾，沈祎侬，梅云平，李楚涵
（1.国网湖北省电力有限公司电力科学研究院，湖北 武汉 430077；
2.国网湖北省电力有限公司孝感供电公司，湖北 孝感 432000；
3.国网湖北省电力有限公司直流公司，湖北 宜昌 443003；
4.湖北方源东力电力科学研究有限公司，湖北 武汉 430077；
5.武汉理工大学，湖北 武汉 430070）
变电金具是用于变电站内连接各种设备与导线的金具，由于不同变电设备的结构形式差异较大，因此变电金具的结构形式也存在多样化的情况［1-3］。
由于变电金具结构形式多样，因此其失效方式也各不相同，有因焊接缺陷导致的失效，有因选材不当导致的断裂失效和腐蚀失效，也有因结构设计时对受力状况考虑不周导致的失效。
铜铝过渡线夹为采用较多的一种变电金具形式，由于对接焊接的铜铝过渡线夹频繁出现断裂故障［4-10］，后续国家电网有限公司（以下简称“国网公司”）十八项反措明确要求，不允许采用对接焊接的铜铝过渡线夹，而改为了铜铝搭接的设备线夹［11-14］。
铅黄铜材质的变压器套管抱箍线夹及隔离开关抱箍线夹由于材质的应力腐蚀导致开裂的故障时有发生［15-20］，后来国网公司十八项反措明确要求采用纯铜抱箍线夹，且要求为整体锻造工艺。
变电站用铝制设备线夹也存在因未开设排水孔，导致线夹进水后发生鼓包开裂的情况［21］，铝制变电金具也存在因腐蚀导致的发热，因疲劳导致的开裂问题［22-31］。
针对变电站金具故障，目前已发展出多种带电检测方法，包括红外成像和无人机巡检等方法［32-34］，可以取得一定效果，但归根结底，前期设计时，尽可能将运行时存在的各种工况全面考虑才是解决问题的关键。
某换流站运维人员在巡视过程中发现高端滤波器场63M号交流滤波器母线电压互感器C相接线端子断裂，该电压互感器累计投运约100 d，断裂时现场情况如图1所示。
图1 接线端子现场照片Fig.1 Photo of the wiring terminal
2.1 宏观检查及尺寸测量
接线端子断裂部位为螺杆的根部，如图2所示。
图2 接线端子断裂部位Fig.2 Broken part of wiring terminal
对接线端子的尺寸进行测量，其尺寸与生产厂家提供的图纸一致，如图3所示，图中尺寸单位均为mm，不带括号的数字为图纸设计尺寸，设计尺寸旁边带括号的数字为实测尺寸。
图3 接线端子尺寸Fig.3 Wiring terminal size
2.2 光谱分析
对断裂的C相接线端子及未断裂的A相、B相接线端子进行光谱分析，结果如表1所示，根据供应商提供的材质证明书，其材料牌号为6061，T6热处理状态，根据标准《GB/T 3190-2020 变形铝级铝合金化学成分》，A相和B相符合6061的要求，而C相符合6063的要求，参考标准《BS EN 755-2-2008 铝和铝合金-挤压棒、棒材、管材和型材—第2部分：力学性能》，6061T6铝合金的抗拉强度大于等于260 MPa，6063T6 铝合金的抗拉强度大于等于215 MPa。
表1 光谱分析结果Table 1 Spectrum analysis results
2.3 渗透检测
对未断裂的A 相和B 相接线端子进行渗透检测，发现A 相接线端子螺杆根部与铝板过渡处存在1/3 圈的表面裂纹，B 相相同位置存在2/3 圈的表面裂纹，如图4-图5所示。
图4 A相接线端子渗透检测结果Fig.4 Phase terminal penetration test result
图5 B相接线端子渗透检测结果Fig.5 Phase B wiring terminal penetration test result
2.4 弯曲试验
对未断裂的A相、B相接线端子进行弯曲试验，力的加载点为4 个螺栓孔的几何中心，如图6 所示。实测，A相接线端子弯曲破坏载荷为9.92 kN，B相接线端子弯曲破坏载荷为11.62 kN，根据设计图纸，该接线端子可承受不小于3 kN的水平方向力，因此A相、B相均满足设计要求。
图6 接线端子弯曲试验Fig.6 Bending test of wiring terminal
2.5 断口宏观检查
对断裂的C相接线端子和经过弯曲试验破坏后的A相、B相接线端子的断口进行检查，如图7-图9所示，从断口可见，C相接线端子断口中有一半面积光滑，一半面积粗糙，光滑部位表明断面经过挤压，而粗糙部位为拉断产生的韧性断面。B相接线端子中有一部分断面存在红色的渗透剂，可见，这部分为弯曲试验前已经存在的裂纹，且裂纹已经有一定深度。A 相接线端子断面中渗透剂浸入的深度小于1 mm，可见，A 相接线端子弯曲前的裂纹深度较小。
图7 C相接线端子断口Fig.7 Fracture of Phase C wiring terminal
图8 B相接线端子断口Fig.8 Fracture of Phase B wiring terminal
图9 A相接线端子断口Fig.9 Fracture of Phase A wiring terminal
2.6 断口微观检查
对B 相、C 相接线端子断口进行微观检查，发现B相和C 相初始裂纹区域均存在疲劳辉纹（贝壳状纹路），如图10和图11，由此可见，B相和C相的初始裂纹均为疲劳裂纹，但在断口中未发现原始制造缺陷。
图10 B相接线端子断口疲劳辉纹Fig.10 Fatigue striations of Phase B wiring terminal
图11 C相接线端子断口疲劳辉纹Fig.11 Fatigue striations of Phase C wiring terminal
2.7 受力分析
从接线端子断裂后的现场情况得知，断裂后接线端子偏离了安装位置150 mm，可见，与接线端子连接的导线在自由状态时，与接线端子存在150 mm 的距离，安装后，接线端子必然承受一定的水平力，另外，从3 个接线端子的螺栓孔旁边的挤压痕迹可见，B 相、C相接线端子4 个螺栓的紧固力存在不一致的情况，如图12所示。
图12 接线端子螺栓孔的挤压情况Fig.12 Extrusion condition of bolt hole of wiring terminal
因此，现场导线与电压互感器的位置偏差以及安装时紧固力不一致，都会使接线端子在安装后即产生一定的预应力。
此外，根据电压互感器的参数，其运行时存在频率为1.86 Hz的振动，因此即使在没有风载荷作用的情况下，接线端子仍然会承受频率为1.86 Hz，强度为安装预应力大小的疲劳载荷。
根据电压互感器的运行时间（100 d）计算，接线端子从运行至断裂已经承受的应力循环次数为100 d×24 h×3600 s×1.86 Hz=16 070 400 次≈1.6×107次，根据参考文献［35］，6061铝合金在循环2×107次的情况下，其可承受的最大交变应力平均值为21.18 MPa。根据参考文献［36］，圆形截面的弯曲截面系数如式（1）所示。
式（1）中，W为弯曲截面系数，单位为mm3；
d为圆形截面的直径，单位为mm，根据实测值，螺杆根部直径为17.76 mm。
承受弯曲载荷时，接线端子螺杆根部的应力如公式（2）所示。
式（2）中，M为弯矩；
W为弯曲截面系数，经式（1）计算得到，为550 mm3；
F为接线端子承受的水平力；
L为力臂，根据图纸，为接线端子铝板高度的1/2，即65 mm；
σ为应力，取6061 铝合金在循环2×107次的情况下可承受的最大交变应力平均值21.18 MPa，经计算得到F为179 N，约为18 kg力。
从光谱分析可见，断裂的C 相接线端子材质为6063铝合金，未断裂的A相、B相接线端子为6061铝合金，在相同的热处理状态下，6063 铝合金的抗拉强度为215 MPa 以上，6061 铝合金的抗拉强度为260 MPa以上，6063 铝合金比6061 铝合金低17%，但A 相、B 相也出现了裂纹，因此材质不一致并不是导致接线端子断裂的主要原因。
根据电压互感器的设计参数可见，该电压互感器运行时存在1.86 Hz 的振动，因此，接线端子存在疲劳载荷，同时，从接线端子的断口微观分析结果可见，接线端子为疲劳断裂。
根据电压互感器累计投运时间计算，接线端子已经承受了1.6×107次疲劳载荷，参考6061 铝合金的在2×107次疲劳载荷下可承受的最大应力计算，接线端子在长期疲劳工况下，只能承受约18 kg力的水平力。
综上所述，该电压互感器接线端子断裂的主要原因为其设计未考虑疲劳工况，接线端子的弯曲截面系数不能满足疲劳工况的要求，从而导致接线端子发生疲劳断裂。
根据断裂原因，厂家将接线端子的结构改为如图13所示的结构，新结构的弯曲截面系数为11 458 mm3。在承受1×109次（约16 a）疲劳载荷的情况下，新结构能承受约359 kg力的水平力。
图13 新接线端子的尺寸Fig.13 New wiring terminal size
换流站、变电站金具大多属于设备的附属部件，起到连接设备和导线的作用，由于不同生产厂家生产的变电站设备结构有差异，因此难以形成统一的典型设计，需根据设备的具体情况和运行状态单独设计，对于线圈类设备，如变压器、电抗器等，由于其运行时存在固有振动频率，在设计时必须考虑设备的固有振动频率对金具的影响，防止金具出现早期疲劳失效。
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