陳國宏，倪滿生，劉俊建

安徽省電力科學研究院材料工程研究所，安徽合肥，230601

微動疲勞是疲勞和微動磨損協(xié)同作用導致的損傷過程。一般認為，風致振動導致導線內(nèi)部股線之間、導線與線夾之間的微幅滑移和交變應力，由此產(chǎn)生的微動磨損，繼而引發(fā)疲勞裂紋的萌生和擴展是導線損傷、導線使用壽命降低的主要原因[1]。開展微風振動下架空導線的運行狀態(tài)評估及其剩余壽命預測，有利于加強對架空導線運行的管理，保障供電安全。

1 ACSR導線的微動疲勞

1.1 試驗內(nèi)容

選用LGJ150/20型鋼芯鋁絞線(ACSR)，該導線是由24股直徑為2.78 mm的 LY9硬鋁線和7股直徑為1.8 mm 的A級強度鍍鋅鋼絞線絞制而成；鋁線分兩層纏繞，外層15股、內(nèi)層9股，中心為7股鋼芯線(圖1)。自制的導線微動裝置(圖2)的試驗參數(shù)為：導線軸向靜載荷為51 MPa，微動頻率為10 Hz，偏心輪的偏心距分別為0.8 mm、1.0mm、1.2 mm和1.4 mm，循環(huán)振動周次依次為1.6×107、2.0×107和2.6×107。采用Zeiss EVO MA15型掃描電子顯微鏡(SEM)對Al股線疲勞斷口及微動磨損區(qū)進行觀測。同時，在微動Al股線的磨損區(qū)域取樣，其截面經(jīng)磨制、拋光后用10% NaOH水溶液腐蝕，在SEM下觀察截面形貌。

圖1 LGJ150/20型鋼芯鋁絞線結構圖

1.2 ACSR導線微動疲勞斷裂狀態(tài)

導線微動疲勞試驗結果可知：僅微動振幅為1.0mm時導線發(fā)生線股斷裂，且導線經(jīng)歷1.6×107循環(huán)次數(shù)時，出現(xiàn)一根斷股。微動振幅為0.8 mm、1.2 mm和1.4 mm的試驗中，未發(fā)現(xiàn)斷股。

ACSR導線1.0 mm振幅微動1.6×107后，Al股線斷股位置都位于導線與線夾最后接觸點處。經(jīng)歷2.6×107周數(shù)微動，出現(xiàn)多根內(nèi)外層Al股線的斷裂。

圖2 導線微動裝置及線夾系統(tǒng)

2 Al股線微動疲勞斷口特征

內(nèi)外層Al股線的斷口分別呈現(xiàn)正斷、45°斷及“V”形斷三種不同形態(tài)特征(圖3)。但不論呈現(xiàn)何種斷口形態(tài)，內(nèi)外層Al股線都具有典型的微動疲勞斷口，由疲勞源區(qū)、疲勞裂紋擴展區(qū)、瞬斷區(qū)三個形貌不同的區(qū)域構成，如圖2(a)。

2.1 疲勞源區(qū)

圖2(a)中的A區(qū)為疲勞源區(qū)。疲勞源區(qū)是疲勞裂紋的萌生區(qū)。在ACSR導線微動試驗中，微動混合區(qū)在最后接觸點處是高應力區(qū)，導線由于微動磨損產(chǎn)生的表面損傷程度大，導致大的應力集中，在微動磨損表面分布大量徑向裂紋，最容易發(fā)生Al線股疲勞斷裂。

圖3(a)所示為微動混合區(qū)磨損斑的磨損表面，依次為磨屑層、微動暗層及塑性變形層三個亞層。大量的裂紋從暗層萌生，一些微裂紋在暗層中交匯，促使材料脫離基體，形成磨屑；另有一些較大裂紋則穿過暗層和塑性變形層，深入到Al股線的基體中，形成擴展性裂紋，深入Al股線基體中的裂紋長度約為50 μm，據(jù)此可認為微動疲勞裂紋已萌生[2-3]。

在表面摩擦力(切向載荷)和外加載荷(正向載荷)共同作用下，Ⅰ型裂紋沿45°方向向深度擴展，擴展深度達到40 μm。因摩擦力隨深度增加逐漸衰減，并在某一深度衰減為零，此后，在外加載荷單獨作用下該裂紋偏轉(zhuǎn)，促使Ⅱ型裂紋的形成[4]。

2.2 裂紋擴展區(qū)

在ACSR導線微動過程中，Al股線經(jīng)歷高周次的應力循環(huán)，疲勞裂紋經(jīng)過反復的閉合與張開，緩慢地向?qū)Ь€內(nèi)部擴展。裂紋擴展區(qū)(圖3(a)中的B區(qū))是Al股線斷口上最重要的特征區(qū)域，占據(jù)了斷口的大部分。該區(qū)域斷口形貌的典型特征是貝紋線和疲勞輝紋。

貝紋線是疲勞斷口的主要宏觀特征。本文中ACSR導線的微動疲勞試驗是由固定在電動機軸上的偏心輪轉(zhuǎn)動帶動懸垂線夾做上下往復運動來實現(xiàn)。當導線與線夾運動到最高點時，導線所受載荷最大；相反，當導線與線夾運動運動到最低點時，導線所受載荷最小(即為外加載荷)，造成微動過程中ACSR導線中Al股線所受載荷發(fā)生周期性的變化，強度隨微動振幅的增加而增大，導致在Al股線微動疲勞斷口上出現(xiàn)貝紋線。

疲勞輝紋是疲勞斷口的主要微觀特征。Al股線微動疲勞斷口上的疲勞輝紋是一系列彎曲呈波浪形并基本相互平行的條紋，其彎曲凸面指向裂紋擴展方向。

圖3 Al股線斷口SEM形貌像

2.3 瞬時破斷區(qū)

瞬時破斷區(qū)(圖3(a)中C區(qū))是微動疲勞試驗中Al股線最后斷裂的區(qū)域，是疲勞裂紋失穩(wěn)擴展后形成的塑性斷口，呈現(xiàn)大量的韌窩結構。在ACSR導線的微動疲勞試驗中，隨著疲勞裂紋不斷擴展，當裂紋達到臨界尺寸時，Al股線的有效截面減小，當外加應力超出Al股線的斷裂強度時，疲勞裂紋發(fā)生失穩(wěn)擴展，Al股線快速斷裂。

3 ACSR導線微動磨損疲勞壽命預測

一般認為，構件微動壽命是由微動磨損壽命、 微動疲勞裂紋萌生壽命和微動疲勞裂紋擴展壽命三部分組成[4-5]。對Al股線，研究發(fā)現(xiàn)其微動磨損斑表面分布大量徑向裂紋，這些徑向裂紋在外加交變載荷下向線股內(nèi)部擴展，如圖3所示，最終導致線股疲勞斷裂。據(jù)此可認為，線股微動磨損與疲勞裂紋萌生同時進行或是同一過程，因此，對Al股線進行斷裂壽命估算時可只計算微動磨損壽命和疲勞裂紋擴展壽命。

3.1 ACSR導線微動疲勞壽命預測模型

(1)

式中C、m為常數(shù)，與材料的微觀組織結構、循環(huán)加載頻率和波形、環(huán)境、溫度及載荷比R相關；a0為構件中裂紋初始尺寸(一般認為，當裂紋尺寸達到材料晶粒尺寸數(shù)量級時，裂紋已萌生)[7]，以構件中可觀測到的最小裂紋尺寸計算，ac為構件斷裂時裂紋的臨界尺寸；ΔK為應力強度因子范圍：

ΔK=Kmax-Kmin

(2)

式中Kmax、Kmin分別為一個疲勞應力循環(huán)中的應力強度因子的最大值和最小值：

(3)

式中Y是形狀因子，大小取決于裂紋長度a與試樣寬度W的比值，即Y=a/W；σmax、σmin分別為疲勞循環(huán)應力的最大值和最小值，Δσ為應力變程。

由以上各式可得：

(4)

對(4)式進行積分運算：

(5)

則有疲勞壽命：

(6)

3.2 ACSR導線微動疲勞壽命預測模型參數(shù)選擇

(6)式中a0應選取疲勞源區(qū)裂紋縱深較小值，ac應選取疲勞裂紋擴展區(qū)長度較大值，這樣就可以把導線表面微動磨損以及疲勞裂紋萌生所需的循環(huán)周次共同算入疲勞裂紋擴展所需循環(huán)周次，從而提高估算精度。

由以上分析，這里取a0=40 μm，ac=2 mm，對于Al股線，根據(jù)文獻[8]，C、m取值分別為：C=3×10-7，m=3.1。

由于疲勞裂紋萌生和擴展的驅(qū)動力是接觸表面間的摩擦力，因此應力變程Δσ=2μPtanθ，其中μ為線股間摩擦系數(shù)，取μ=0．2[9]；P為導線軸向應力，θ為導線與水平方向夾角，均為試驗參數(shù)：P=51 MPa，θ=10°；考慮微動過程中導線的應力變化，應加上導線在偏心輪達到最高點時的微應變ε所對應的應力ΔP。其中：

b為偏心輪的偏心距，試驗中分別用到0.8 mm、1.0 mm、1.2 mm和1.4 mm偏心輪的偏心距。

鋼芯鋁絞線的彈性模量：

式中，Eg、El分別是鋼芯的彈性模量(136 500 MPa)和鋁線股的彈性模量(59 000 MPa)，Sg、Sl分別是鋼芯的橫截面積和(20 mm2)鋁線股的橫截面積(150 mm2)，則微應變ε所對應的應力：

ΔP=E0ε

總的應力變程：

Δσ=2μ(P+ΔP)tanθ

3.3 ACSR導線微動疲勞壽命預測結果

分別計算不同振幅所對應的應力變程和疲勞壽命，如表1所示。

表1 導線微動疲勞壽命預測結果

振幅1.0 mm的微動導線，以1.6×107次為發(fā)生斷裂的循環(huán)次數(shù)，則本研究所得模型預測壽命的估算誤差為13.31%，通過計算得出的預測結果與實際試驗結果相對誤差低于20%，因此，可以認為本文選取的預測方法以及對參數(shù)的選擇基本準確。

微動振幅為0.8 mm、1.2 mm和1.4 mm的試驗中未發(fā)生斷股，表明：隨微動振幅增加，導線的疲勞壽命顯著降低(表1)，并在某一特定微動振幅(1.0 mm)達到最低點，其后隨微動振幅增加，總的疲勞壽命回升。這是因為：一方面大的振幅使得材料的磨損加劇，疲勞裂紋交匯，形成磨屑，材料的疲勞反而降低[10]；另一方面裂紋的萌生與擴展的驅(qū)動力是微動摩擦力和外加載荷，小振幅時，微動摩擦力與外載荷同相位，接觸表面應力疊加會使裂紋擴展加劇；相反，大的振幅時，微動摩擦力與外載荷不同相位，二者相消，使得材料疲勞壽命增加[4]。與文獻[7]所述材料的疲勞對于微動振幅存在閾值吻合。

4 結 論

(1)ACSR導線微動疲勞過程中，內(nèi)外層Al股線的斷股都發(fā)生在高應力區(qū)，即導線與線夾的最后接觸點處，該處Al股線嚴重的微動磨損易促使疲勞裂紋萌生和擴展，最終導致Al股線斷裂。

(2)導線斷口呈現(xiàn)正斷口、45°斷口和“V”形斷口三種形態(tài)，斷口由疲勞源區(qū)、疲勞裂紋擴展區(qū)及瞬斷區(qū)三個不同形貌特征區(qū)域構成。

(3)基于導線微動疲勞斷裂機制，建立斷裂力學壽命預測模型，預測結果與實際試驗結果相對誤差僅為13.31%，準確度較高，可以用以預測ACSR導線線股的微動疲勞試驗壽命。

(4)斷裂力學模型計算結果和實驗結果顯示：隨微動振幅增加，導線疲勞壽命顯著降低，并在一閾值振幅(1.0 mm)處達到最低；其后隨微動振幅增加，導線疲勞壽命回升。

參考文獻：

[1]Ouaki B, Goudreau S, Cardou A, et al.Fretting fatigue analysis of aluminium conductor wires near the suspension clamp: metallurgical and fracture mechanics analysis[J]. J Strain Analysis,2003,38:133-146

[2]周仲榮，Leo Vicent.微動磨損[M].北京:科學出版社,2002

[3]Fellows L J,Nowell D, Hills D A. Analysis of crack initiation and propagation in fretting fatigue: the effective initial flaw size methodology[J].Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures, 1997, 20(1): 61-70

[4]何明鑒.機械構件的微動疲勞[M].北京:國防工業(yè)出版社,1994

[5]陶峰，歐陽祖行，劉正勛.微動疲勞壽命估算方法的研究[J].機械設計與制造工程, 2001,30(6):5-6

[6]Suresh S. Fatigue of Materials[M].Landon: Cambridge University Press,1991:193-197

[7]周仲榮.關于微動磨損與微動疲勞的研究[J].中國機械工程，2000(10)：1146-1149

[8]Hubner P, Kiessling B, Biermann H, et al. Static and cyclic crack growth behavior of ultralfine-grained Al produced by different severe plastic deformation methods[J].Metallurgical and Materials Transactions, 2007,38(A): 1926-1933

[9]趙新澤，周權.LGJ150/25型鋼芯鋁絞線股線間接觸有限元分析[J].制造業(yè)自動化，2011(6)：122-125

[10]Guohong Chen,Xu Wang, Jiaqing Wang, et al.Damage investigation of the aged aluminum cable steel reinforced (ACSR) conductors in a high-voltage transmission line[J]. Engineering Failure Analysis,2012,19:13-21