朱成麗，李曉紅，吳洪亮，葉建鋒

（1.武漢大學(xué) 動力與機(jī)械學(xué)院，武漢430072；2.湖北省電力試驗(yàn)研究院，武漢430077）

金具種類、形式多樣，其中，壓接金具組裝工序復(fù)雜、嚴(yán)格。輸電線路的耐張線夾、接續(xù)管等金具通過壓縮塑性變形，將其各部分與絞線進(jìn)行組裝連接，從而實(shí)現(xiàn)機(jī)械、電氣載荷的傳遞，以滿足輸電導(dǎo)線跨越桿塔或接續(xù)等的機(jī)電性能要求。然而，此類金具常在高空連接安裝，要保證工程中各部件的相對位置與壓縮塑性變形達(dá)到設(shè)計(jì)要求，操作難度很大，易產(chǎn)生壓接缺陷，已成為電網(wǎng)輸電線路事故頻發(fā)的隱患［1-4］。筆者對大量失效的壓接金具進(jìn)行了事故原因分析與統(tǒng)計(jì)，結(jié)果表明，組裝中各部件相對位置不正確導(dǎo)致事故的比例非常大。其中，耐張線夾發(fā)生的事故數(shù)最多。本工作通過將耐張線夾失效案例試驗(yàn)分析與仿真研究相結(jié)合，揭示了錯位型缺陷引發(fā)失效的機(jī)理，對防范和診斷類似事故有著重要價值。

1 耐張線夾錯位型缺陷產(chǎn)生原因

高壓線路導(dǎo)線用耐張線夾主要包括鋼錨與鋁套管兩部分，與絞線組裝后利用液壓工藝完成連接。耐張線夾與鋼芯鋁絞線的組裝與壓接流程：先將鋼芯穿入鋼錨鋼管，壓接鋼芯與鋼管；再將鋼錨（鋼管）與鋼芯壓接件穿入鋁套管，壓接鋁套管與鋼錨及鋁套管與鋼芯鋁絞線等。按照壓接規(guī)范［5］，壓接部位及各部件間相對位置見圖1。

圖1 耐張線夾壓接部位和各部分相對位置Fig.1 Compression place and relative position of different parts

組裝連接時，若耐張線夾各部件間、耐張線夾與液壓設(shè)備、上下壓模的相對位置不滿足設(shè)計(jì)規(guī)范要求，就會產(chǎn)生如下缺陷：（1）鋼錨凹槽未全部受壓，即壓接鋁管與鋼錨時，壓模偏離了CD段，沒有覆蓋所有凹槽，甚至完全壓在BC段，見圖2，導(dǎo)致鋁管尾部與鋼錨未壓合（下文簡稱未壓合）；（2）鋼芯未穿到底，即鋼芯未穿到鋼管底部，見圖2（a）中C位置，導(dǎo)致鋼管端頭內(nèi)空；（3）鋁、鋼壓接管彎、扭等。將上述缺陷統(tǒng)稱為錯位型缺陷。其中，前兩類屬于高危缺陷，直接減少有效壓接長度，降低線夾握力，大大縮短壓接金具服役壽命。

圖2 鋁管尾端與鋼錨未壓合Fig.2 Separation of aluminum pipe and steel anchor（a） schematic diagram （b） physical photo

對中小型截面導(dǎo)線用耐張線夾，鋼錨凹槽未全部受壓，主要原因有三點(diǎn)：（1）畫定位印記出錯；（2）鋁管與鋼芯鋁絞線的壓接順序不正確，未按規(guī)范從B壓到A，見圖1，而是從A壓到B，鋁管與絞線伸長量差異逐模累積，導(dǎo)致鋼錨凹槽處壓接印記偏離原位置；（3）壓接鋁管的壓模過窄，未能覆蓋CD段所有凹槽。

鋼芯未穿到鋼管底部，主要原因有兩點(diǎn)：（1）截取的鋼芯長度不足或鋼芯切割的端頭不平。（2）尺寸偏差、制造缺陷、穿管方式不正確引發(fā)的穿管困難。由于鋼管內(nèi)壁尺寸和鋼芯外徑尺寸相差較小，若存在鋼管內(nèi)徑負(fù)偏差而絞線外徑正偏差、管內(nèi)壁有凸起等制造缺陷以及鋼芯未順其絞制方向旋轉(zhuǎn)推入鋼管三種情況之一，均易導(dǎo)致鋼芯難穿到管底。

2 錯位型缺陷引發(fā)的失效分析

筆者對2000～2010年失效事故進(jìn)行了調(diào)研統(tǒng)計(jì)，發(fā)現(xiàn)壓接錯位引發(fā)的失效約占線夾管體失效總數(shù)的35%。其中，鋼芯未穿到底與未壓合引發(fā)的失效占30%。上述兩種缺陷共性直接導(dǎo)致了線夾握力下降，但后者還會導(dǎo)致鋼錨凹槽處密封不良，易引發(fā)鋁管內(nèi)鋼管與鋼芯的銹蝕。故以后者為本工作試驗(yàn)和仿真重點(diǎn)。

案例1：某220kV線路桿塔B相耐張瓷瓶與導(dǎo)線耐張線夾連接處鋼錨脫出，引流板被拉直，B相導(dǎo)線脫落，導(dǎo)線為LGJ-400／35鋼芯鋁絞線，耐張線夾型號為NY-400／35。案例2：某500kV線路桿塔C相導(dǎo)線耐張線夾鋼錨脫出，引流板被拉直，導(dǎo)線為LGJ-500／45鋼芯鋁絞線，耐張線夾型號為NY-500／45。事發(fā)前案例1、2桿塔、線路測溫結(jié)果正常。事發(fā)當(dāng)天線路負(fù)荷正常，案例1所在地風(fēng)力等級為2～3級，案例2所在地風(fēng)力等級為3～4級。

2.1 試驗(yàn)分析

2.1.1 宏觀檢查

案例1、2中斷裂位置均為鋼管口鋼芯，即圖1中所示的E處，其宏觀形貌可見圖3～4，7根鋼芯全部斷裂，斷口為新鮮斷口，無灼燒痕跡，部分沾有側(cè)表面脫落的銹蝕產(chǎn)物。

案例1鋼管、鋼芯側(cè)表面銹蝕嚴(yán)重，其絞制外圍間隙內(nèi)有棕黃色鐵銹，見圖3（b）；斷裂鋼芯均為正斷斷口，斷口有頸縮，見圖3（a）；掃描電鏡下斷口形貌見圖3（c）。由圖3可見，斷口內(nèi)有大量裂紋，側(cè)表面有深寬比不同的大小蝕坑，Ⅰ型裂紋開口尺寸大，深寬比約為0.125，Ⅱ型裂紋開口尺寸中等，寬深比約為0.5，Ⅲ型裂紋開口尺寸很小，深寬比約為2～4。鋼芯的平均斷面收縮率約28%，低于遠(yuǎn)離斷口的舊鋼芯經(jīng)拉伸試驗(yàn)機(jī)拉斷后的平均斷面收縮率（34%）。

圖3 案例1鋼芯斷口宏觀形貌Fig.3 Macroscopic fracture of steel cores in case 1（a） whole picture of fracture （b） rust in gaps outside（c） fracture under SEM

圖4 案例2鋼芯斷口宏觀形貌Fig.4 Macroscopic fracture of steel cores in case 2

案例2中線夾鋼管發(fā)白，管口鋼芯絞制間隙內(nèi)棕黃色鐵銹堆積。如圖4，失效鋼芯中，外層5根斷口無頸縮，斷面與鋼芯軸線方向成45°～60°，剩余2根斷口略有頸縮，為正斷斷口。

經(jīng)檢查，兩只耐張線夾均存在圖2所示的未壓合缺陷，鋼錨凹槽處密封不良。

2.1.2 金相檢驗(yàn)

為確定斷裂鋼芯金相組織是否有異常，取案例1、2中失效鋼芯，從斷口處向內(nèi)截取約6mm，制成金相試樣，利用4×C金相顯微鏡觀察其縱向組織，見圖5。由圖5可見，鋼芯斷口縱向金相呈現(xiàn)出明顯的纖維組織特征，無軟化再結(jié)晶現(xiàn)象。

圖5 鋼芯斷口縱向組織Fig.5 Longitudinal metallographic structure of steel core

2.1.3 脫鋅與腐蝕坑

為確定管口鋼芯腐蝕狀態(tài)，對其進(jìn)行脫鋅與腐蝕坑檢查。取遠(yuǎn)離斷口處鋼芯與案例1、2管口鋼芯各8mm，觀察其縱截面，結(jié)果見圖6。

圖6 鋼芯鍍鋅層形貌Fig.6 Morphology of zinc layer in steel cores（a） zinc layer morphology in steel core far away from fracture （b） morphology of residual zinc layer in failed steel core （c） corrosion pits and cracks in area without zinc in failed steel core

由圖6可見，遠(yuǎn)離斷口處鋼芯，其表面鍍鋅層厚度約為65～75μm。案例1、2管口處鋼芯均有一定程度的脫鋅，外層鋼芯脫鋅比內(nèi)層鋼芯嚴(yán)重，部分外層鋼芯表面無鋅區(qū)弧長占鋼芯線表面圓周比例達(dá)3／4。

無鋅區(qū)主要分布在鋼芯外圍間隙，其表面有深度約50～300μm的腐蝕坑和裂紋；其余區(qū)域有鋅層殘留，但已蝕損，蝕坑深度50～90μm，已深入鋼芯基體。

2.2 仿真分析

鑒于管尾未壓合的線夾在長期運(yùn)行中發(fā)生鋼管口鋼芯腐蝕，且宏觀觀察到鋼芯外圍縫隙腐蝕坑，采用有限元方法對這種腐蝕加劇鋼芯斷裂傾向的規(guī)律進(jìn)行仿真分析。

2.2.1 仿真模型

建立NY-400／35型耐張線夾①壓接完好、②鋁管尾部與鋼錨未壓合但未腐蝕、③未壓合且產(chǎn)生縫隙腐蝕坑等三種模型，分別對其應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行分析。未腐蝕的前兩種模型，將鋼管口的鋼芯段簡化成圓柱體；而對于產(chǎn)生了縫隙腐蝕坑的第三種模型，鋼芯段則采用精細(xì)化模型，選用的蝕坑深寬比為0.5，見圖7。

圖7 鋼芯腐蝕模型Fig.7 Corrosion model of steel cores

2.2.2 仿真結(jié)果

三種模型的仿真結(jié)果如圖8所示。仿真結(jié)果表明，等效應(yīng)力的最大值均位于鋼管口鋼芯處。在正常掛網(wǎng)張力下（20%UTS），壓接完好的線夾，鋼管口鋼芯應(yīng)力約196MPa，見圖8（a）；線夾未壓合但未腐蝕時，鋼管口鋼芯應(yīng)力約610MPa，見圖8（b）；當(dāng)鋼管口鋼芯外圍間隙內(nèi)腐蝕坑深度為0.25mm時，鋼芯蝕坑內(nèi)最大應(yīng)力為1 376MPa，見圖8（c）。如腐蝕坑深度增至0.5mm，最大應(yīng)力增至1 630MPa。

3 討論

圖8 三種模型的應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution in three models（a） whole picture of normal compressed clamp（b） fresh steel core in bad sealed clamp（c） steel core with crevice corrosion pits

鋁管尾部與鋼錨未壓合，鋁股張力無法通過鋁管傳遞到鋼錨后端，鋼管與鋼芯壓接段需承載全部機(jī)械載荷。對比圖8，NY-400／35型耐張線夾存在上述錯位型缺陷時，鋼管口鋼芯應(yīng)力大幅增加，約為610MPa，為規(guī)范壓接時3.1倍。在無高溫等因素影響下，仍不足以使抗拉強(qiáng)度高達(dá)1 600MPa的鋼芯發(fā)生斷裂。

由圖3～4可知，失效線夾鋼管口鋼芯均銹蝕，其外圍間隙有黃棕色鐵銹；由圖5（c）可知，絞線外圍間隙內(nèi)已完全脫鋅，腐蝕坑和裂紋已深入至鋼芯基體，腐蝕進(jìn)程與宏觀觀察到的黃棕色鐵銹一致。因鋼錨凹槽處密封不良，雨水及腐蝕性介質(zhì)易通過鋼錨凹槽與鋁管縫隙進(jìn)入鋁管內(nèi)，且難以揮發(fā)，在線股外圍間隙內(nèi)沉積聚集。拉拔鋼絲外表面存在較高的殘余應(yīng)力，對腐蝕介質(zhì)較敏感［6］，在雨水、腐蝕性介質(zhì)作用下，鋼芯外圍縫隙內(nèi)嚴(yán)重腐蝕。鍍鋅層消耗殆盡，鋼芯失去保護(hù)，發(fā)生銹蝕，蝕坑向四周與深度方向擴(kuò)展［7］。

對比圖8（c）與圖8（a）、（b），外圍間隙內(nèi)腐蝕坑深度為0.25mm時，蝕坑內(nèi)最大應(yīng)力為1 376MPa，分別為正常壓接和僅未壓合時7.0和2.3倍?？梢姡S著蝕坑的產(chǎn)生，管口鋼芯應(yīng)力大幅增加。蝕坑內(nèi)應(yīng)力集中，一方面加劇鋼芯開裂傾向，滋生裂紋［8-9］，另一方面加速腐蝕［10］。相關(guān)研究表明，1 120MPa應(yīng)力作用下鍍鋅鋼絞線腐蝕電流密度是無應(yīng)力作用下的7倍［11］。蝕坑擴(kuò)展與應(yīng)力增加形成惡性循環(huán)，加速管口鋼芯失效破壞。腐蝕坑深度增至0.5mm，最大應(yīng)力增至1 630MPa，使鋼芯發(fā)生斷裂。

鋼芯的常溫拉伸斷口本應(yīng)呈現(xiàn)杯錐狀。由于腐蝕尖端向基體深入在拉伸斷裂過程中起到缺口的作用，使得頸縮過程逐漸消失，形成如圖3～4中所示的頸縮弱化的正斷斷口，甚至無頸縮的楔形斷口［12-13］。

綜上所述，存在鋁管尾部與鋼錨未壓合缺陷時，管口鋼芯易在蝕坑擴(kuò)展與應(yīng)力增加的交互作用下發(fā)生斷裂，呈現(xiàn)出頸縮弱化甚至無頸縮的斷口。

4 結(jié)論

根據(jù)調(diào)研、試驗(yàn)與仿真結(jié)果，得到如下結(jié)論：

（1）錯位型缺陷中，鋁管尾部與鋼錨未壓合與鋼芯未穿到底引發(fā)的事故量較大，屬高危型缺陷。未壓合產(chǎn)生原因主要是畫印或壓接順序錯誤等；鋼芯未穿到底產(chǎn)生原因主要是截取的鋼芯長度過短或尺寸偏差等。

（2）仿真結(jié)果表明，鋁管尾部與鋼錨未壓合，鋼管口鋼芯平均應(yīng)力增至正常壓接時的3.1倍，仍不足以使鋼芯發(fā)生斷裂。密封不良，引發(fā)管口鋼芯外圍縫隙內(nèi)嚴(yán)重腐蝕。當(dāng)鋼芯外圍間隙內(nèi)蝕坑深度為0.25mm，蝕坑內(nèi)最大應(yīng)力為正常壓接時的7倍；當(dāng)蝕坑深度為0.5mm時，最大應(yīng)力為正常時的8.3倍，達(dá)到鋼芯抗拉極限。蝕坑的出現(xiàn)與擴(kuò)展使得管口鋼芯應(yīng)力狀態(tài)嚴(yán)重惡化，裂紋滋生，加速管口鋼芯失效破壞。

（3）鋁管尾部與鋼錨未壓合是高危錯位型缺陷，應(yīng)研發(fā)相應(yīng)的無損檢測手段，以防止存在上述缺陷的線夾入網(wǎng)。

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