蘭逢濤,陳 新,楊 青,楊長(zhǎng)龍
(1 國(guó)網(wǎng)智能電網(wǎng)研究院,北京100192;2 遼寧省電力有限公司沈陽(yáng)供電公司,遼寧沈陽(yáng)100300)
碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線是由高導(dǎo)電軟鋁線絞制在碳纖維復(fù)合芯上制成,該新型導(dǎo)線具有高強(qiáng)、輕質(zhì)和低垂度等顯著特點(diǎn),是一種節(jié)能、環(huán)保型導(dǎo)線,在高壓架空導(dǎo)線上有廣泛應(yīng)用前景[1-3]。其中,碳纖維復(fù)合芯是該導(dǎo)線的關(guān)鍵承載部件,其由單向增強(qiáng)碳纖維/玻璃纖維和粘性環(huán)氧樹(shù)脂基體經(jīng)拉擠工藝制成,復(fù)合芯的綜合性能決定了導(dǎo)線安全使用性[4]。
碳纖維復(fù)合材料具有高比強(qiáng)度、高比剛度以及耐疲勞、耐腐蝕等特性[5-7],正是由于這些優(yōu)異的性能使得碳纖維復(fù)合材料服役時(shí)間長(zhǎng),碳纖維復(fù)合材料在長(zhǎng)期載荷作用下的蠕變行為將是影響其使用壽命及結(jié)構(gòu)安全性的決定性因素。由于輸電線用碳纖維復(fù)合材料強(qiáng)度高、服役時(shí)間長(zhǎng),而自然環(huán)境試驗(yàn)周期長(zhǎng)、費(fèi)用高,所以有必要通過(guò)短期加速試驗(yàn)預(yù)測(cè)長(zhǎng)期老化性能,并建立相關(guān)預(yù)測(cè)模型評(píng)估其服役壽命。
國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)纖維復(fù)合材料蠕變行為開(kāi)展了大量工作,主要集中在蠕變的關(guān)鍵影響因素及蠕變與材料性能之間關(guān)系兩個(gè)方面。向小運(yùn)等[8]開(kāi)展了復(fù)合材料蠕變本構(gòu)關(guān)系研究并通過(guò)實(shí)驗(yàn)測(cè)定了相關(guān)參數(shù)和碳纖維樹(shù)脂基復(fù)合材料蠕變的溫濕等效模型。Gupta 等[9]研究了樹(shù)脂基織物復(fù)合材料在軸向和偏軸載荷作用下的蠕變行為。Nedjar[10]模擬了單向纖維復(fù)合材料在長(zhǎng)期蠕變載荷作用下的開(kāi)裂行為。
碳纖維復(fù)合材料的蠕變行為受到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注,然而對(duì)于輸電線用碳纖維復(fù)合材料芯蠕變行為研究的報(bào)道較少。本文以輸電線用碳纖維芯棒為研究對(duì)象,分析了溫度和應(yīng)力加速對(duì)碳纖維復(fù)合材料蠕變行為的影響,試驗(yàn)研究了不同溫度和應(yīng)力下碳纖維復(fù)合材料芯棒的蠕變應(yīng)變演化,研究結(jié)果將為碳纖維復(fù)合材料在輸電線領(lǐng)域的應(yīng)用提供試驗(yàn)方法及實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)。
碳纖維復(fù)合芯桿試件由國(guó)網(wǎng)智能電網(wǎng)研究院提供。如圖1,桿件直徑8.65mm,其內(nèi)層為碳纖維復(fù)合材料,外層為玻璃纖維復(fù)合材料。
圖1 試件Fig.1 Test specimen
如圖2 所示,蠕變?cè)囼?yàn)在Instron 疲勞試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。蠕變?cè)囼?yàn)溫度為160℃、140℃和125℃,由于碳纖維復(fù)合芯強(qiáng)度為2000MPa,蠕變應(yīng)力水平分別取強(qiáng)度值的90%、50% 和使用應(yīng)力,即應(yīng)力取1800MPa、1000MPa 和500MPa。
圖2 蠕變?cè)囼?yàn)裝置Fig.2 The apparatus of the creep test
圖3 為500MPa、1000MPa 和1800MPa 下不同溫度和應(yīng)力對(duì)應(yīng)的蠕變應(yīng)變曲線。對(duì)比圖中同溫度下不同應(yīng)力的蠕變曲線可以看出,三種應(yīng)力水平下對(duì)應(yīng)的蠕變曲線不重合。因此碳纖維復(fù)合芯的蠕變行為是非線性的。同時(shí),蠕變速率隨溫度和應(yīng)力水平增加而增大。
圖3 蠕變應(yīng)變曲線Fig.3 The curve of creep-strain
根據(jù)時(shí)間-溫度等效原理,黏彈性材料高溫下短時(shí)間的力學(xué)性能與低溫下長(zhǎng)時(shí)間的力學(xué)性能相當(dāng),即溫度的升高相當(dāng)于時(shí)間標(biāo)尺的縮短。這種等效性可以通過(guò)對(duì)數(shù)坐標(biāo)軸的平移來(lái)實(shí)現(xiàn)。蠕變?nèi)崃亢瘮?shù)可表示為:
取T=125℃為參考溫度,將圖3 中其它溫度下的蠕變應(yīng)變-對(duì)數(shù)時(shí)間曲線向參考曲線作水平移位,移位的距離就是相應(yīng)的溫度移位因子。利用MathCAD 程序計(jì)算移位曲線與參考曲線之間的最佳移位距離,計(jì)算結(jié)果為移位因子,所得蠕變應(yīng)變主曲線如圖4 所示,移位因子見(jiàn)表1。
圖4 不同應(yīng)力蠕變應(yīng)變主曲線Fig.4 The curve of creep-strain under different stress conditions
表1 不同應(yīng)力下的時(shí)間-溫度移位因子logTable 1 The shifted divisor,log,of time-temperature under different stress conditions
表1 不同應(yīng)力下的時(shí)間-溫度移位因子logTable 1 The shifted divisor,log,of time-temperature under different stress conditions
T/℃ σ/MPa 500 1000 1800 125參考狀態(tài) 參考狀態(tài) 參考狀態(tài)140 -0.61 -3.21 -4.92 160 -5.54 -5.98 -6.87
此外,從表1 可知,以125℃為參考溫度,500MPa、1000MPa 和1800MPa 下160℃對(duì)應(yīng)的溫度移位因子分別為-5.98 和= -6.87,可見(jiàn)不同應(yīng)力下的溫度移位因子是不同的,這與時(shí)間-溫度-應(yīng)力等效原理的結(jié)果一致。同時(shí),主曲線的時(shí)間跨度比試驗(yàn)所經(jīng)歷的時(shí)間(108s)顯著增大,例如,1800MPa 下的蠕變?nèi)崃恐髑€的時(shí)間跨度達(dá)到5.14年(1.62 × 108s)。也就是說(shuō),依據(jù)時(shí)間-溫度等效原理,1800MPa 的應(yīng)力作用下,對(duì)應(yīng)于160℃的短期(86400s)蠕變應(yīng)變和蠕變?nèi)崃繙y(cè)試數(shù)據(jù),可以用來(lái)預(yù)估125℃時(shí)長(zhǎng)達(dá)5.14年的蠕變性能。因此,時(shí)間-溫度等效原理提供了一種材料長(zhǎng)期力學(xué)性能的加速表征方法。
根據(jù)時(shí)間-應(yīng)力等效原理,黏彈性材料高應(yīng)力下短時(shí)間的力學(xué)性能與低應(yīng)力下長(zhǎng)時(shí)間的力學(xué)性能相當(dāng),即應(yīng)力的增加相當(dāng)于時(shí)間標(biāo)尺的縮短。這種等效性可以通過(guò)對(duì)數(shù)坐標(biāo)軸的平移來(lái)實(shí)現(xiàn)。蠕變?nèi)崃亢瘮?shù)可表示為:
取σ =500MPa 為參考應(yīng)力,將圖3 中其它應(yīng)力下的蠕變應(yīng)變- 對(duì)數(shù)時(shí)間曲線向參考曲線作垂直移位,移位的距離就是相應(yīng)的應(yīng)力移位因子。利用MathCAD 程序計(jì)算移位曲線與參考曲線之間的最佳移位距離,計(jì)算結(jié)果為移位因子,所得蠕變應(yīng)變主曲線如圖5 所示,移位因子見(jiàn)表2。
圖5 不同溫度蠕變應(yīng)變主曲線Fig.5 The curve of creep-strain under different temperature conditions
表2 不同溫度下的時(shí)間-應(yīng)力移位因子Table 2 The shifted divisor,of timestress under different temperature conditions
表2 不同溫度下的時(shí)間-應(yīng)力移位因子Table 2 The shifted divisor,of timestress under different temperature conditions
σ/MPa T/℃125 140 160 500參考狀態(tài) 參考狀態(tài) 參考狀態(tài)1000 -4.10 -3.36 -2.94 1800 -6.08 -5.56 -5.01
此外,從表2 可知,以500MPa 為參考應(yīng)力,125℃、140℃和160℃下1800MPa 對(duì)應(yīng)的應(yīng)力移位因子分別為= -5.56和= -5.01,可見(jiàn)不同溫度下的應(yīng)力移位因子是不同的,這與時(shí)間-溫度-應(yīng)力等效原理的結(jié)果一致。同時(shí),主曲線的時(shí)間跨度比試驗(yàn)所經(jīng)歷的時(shí)間(8.13 ×106s)顯著增大,例如,160℃下的蠕變?nèi)崃恐髑€的時(shí)間跨度達(dá)到94 天(8.13 ×106s)。也就是說(shuō),依據(jù)時(shí)間- 應(yīng)力等效原理,160℃的溫度作用下,對(duì)應(yīng)于1800MPa 的短期(86400s)蠕變應(yīng)變和蠕變?nèi)崃繙y(cè)試數(shù)據(jù),可以用來(lái)預(yù)估500MPa 時(shí)長(zhǎng)達(dá)94 天的蠕變性能。因此,時(shí)間-應(yīng)力等效原理提供了一種材料長(zhǎng)期力學(xué)性能的加速表征方法。
圖6 為通過(guò)125℃、140℃和160℃預(yù)測(cè)所得50℃時(shí)的蠕變應(yīng)變曲線,由圖可見(jiàn),三種溫度下的平移后曲線前期較為吻合,而后期140℃和160℃平移后所得50℃時(shí)的蠕變應(yīng)變曲線較為吻合,而125℃平移所得差異較大,這主要是由于125℃時(shí)500MPa下的蠕變應(yīng)變較小,其主曲線未能反應(yīng)出蠕變實(shí)際過(guò)程,而僅僅是線性段,因此在后期非線性段產(chǎn)生較大誤差。
由圖6 中50℃時(shí)500MPa 下的應(yīng)變主曲線可以預(yù)測(cè)1年(約107.5s)的蠕變應(yīng)變量分別約為30.7με(由125℃預(yù)測(cè))、20.3με(由140℃預(yù)測(cè))和10.2με(由160℃預(yù)測(cè)),即1km 長(zhǎng)碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線1年由于蠕變伸長(zhǎng)量為30.7mm、20.3mm 和10.2mm;而20年(約108.8s)的蠕變應(yīng)變量約50.8με、50.1με和36.6με,即1km 長(zhǎng)碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線20年由于蠕變伸長(zhǎng)量為50.8mm、50.1mm 和36.6mm;30年(約109s)的蠕變應(yīng)變量約56.4με、59.7με 和54.3με,即1km 長(zhǎng)碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線30年由于蠕變伸長(zhǎng)量為56.4mm、59.7mm 和54.3mm。
圖6 50℃時(shí)500MPa 蠕變性能預(yù)測(cè)Fig.6 The creep behavior of the ACCC conductor at 50℃and 500MPa
在不同溫度和應(yīng)力水平下對(duì)碳纖維復(fù)合芯進(jìn)行了短期蠕變測(cè)試,分析了應(yīng)力對(duì)碳纖維復(fù)合芯蠕變行為時(shí)間-溫度等效性的影響。在不同溫度和應(yīng)力水平下對(duì)碳纖維復(fù)合芯進(jìn)行了短期蠕變測(cè)試,基于時(shí)間-溫度-應(yīng)力等效原理,采用兩種不同順序的分步移位方案對(duì)碳纖維復(fù)合芯的長(zhǎng)期蠕變性能進(jìn)行加速表征。并給出相應(yīng)的移位因子和加速表征所能預(yù)測(cè)的時(shí)間尺度。研究結(jié)果驗(yàn)證了時(shí)間-溫度-應(yīng)力等效原理關(guān)于分步移位表述的可行性。與時(shí)間-溫度等效原理和時(shí)間- 應(yīng)力等效原理相比,時(shí)間-溫度-應(yīng)力等效原理更有優(yōu)勢(shì)作為碳纖維復(fù)合芯長(zhǎng)期黏彈性能的加速表征方法。
[1]張國(guó)光. 碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線在電力傳輸線路上的應(yīng)用[J]. 山西電力,2008(02):45 -46.
[2]何州文,陳新,王秋玲,等. 國(guó)內(nèi)碳纖維復(fù)合芯導(dǎo)線的研究和應(yīng)用綜述[J]. 電力建設(shè),2010(04):95 -98.
[3]劉輝,陳新,王英男. 耐高溫碳纖維復(fù)合芯基體樹(shù)脂研究[J]. 玻璃鋼/復(fù)合材料,2013(03):23 -26.
[4]A Alawar,J Bosze,R Nutt. A composite core conductor for low sag at high temperatures[J]. IEEE Transaction of Power Delivery,2005,20:2193 -2199.
[5]W Hao,X Yao,Y Ma,et al. Experimental study on interaction between matrix crack and fiber bundles using optical caustic method. Eng Fract Mech. 134 (2015),354 -367.
[6]W Hao,Y Yuan,X Yao,et al. Computational analysis of fatigue behavior of 3D 4-directional braided composites based on unit cell approach[J]. Adv Eng Softw,2015,82:38 -52.
[7]W Hao,C Tang,Y Yuan,et al. Experimental study on the fiber pull-out of composites using digital gradient sensing technique[J]. Polym Test,2015,41:239 -244.
[8]向小運(yùn),張雙寅. 復(fù)合材料蠕變本構(gòu)關(guān)系及實(shí)驗(yàn)測(cè)定Ⅰ. 本構(gòu)關(guān)系[J]. 復(fù)合材料學(xué)報(bào),1992(02):31 -37.
[9]A Gupta,J Raghavan. Creep of plain weave polymer matrix composites under on-axis and off-axis loading[J]. Composites Part A:Applied Science and Manufacturing,2010,41(9):1289 -1300.
[10]B Nedjar. Modeling long-term creep rupture by debonding in unidirectional fibre-reinforced composites[J]. Int J Solids Struct,2014,51(10):1962 -1969.