陳家權(quán)，劉福營，蘇光耀，黃海鑫，吳根深

（廣西大學(xué) 機械工程學(xué)院，南寧 530004）

超高壓線夾端子斷裂失效分析

陳家權(quán)，劉福營，蘇光耀，黃海鑫，吳根深

（廣西大學(xué) 機械工程學(xué)院，南寧 530004）

針對某站超高壓變壓器斷裂線夾端子斷裂失效的問題，通過材料力學(xué)性能測試、金相組織分析、試樣斷口分析及有限元計算，確定線夾端子材料存在微氣孔及鑄造縮孔（或疏松）等缺陷、線夾端子安裝時螺栓預(yù)緊力過大為斷裂失效的主要原因，提出了改進建議。

超高壓輸電；線夾端子；斷裂失效；斷口分析；有限元計算

1 問題的提出

超高壓或特高壓輸電具有每千米相對投資少，每千瓦時電輸送百千米相對成本低，金屬材料消耗量少以及線路走廊利用率高等優(yōu)勢，在輸變電工程建設(shè)或改造中逐漸得到廣泛應(yīng)用。線夾端子是連接變壓器和導(dǎo)線的必要金具，線夾端子與變壓器的穩(wěn)固結(jié)合有利于降低接觸電阻，保證變壓器安全運行。超高壓變壓器的連接線夾端子一般采用銅合金鑄造成型，由于鑄造線夾端子中普遍存在氣孔、夾渣、縮孔和疏松等鑄造缺陷而影響其力學(xué)性能。如果超高壓變壓器接線線夾端子出現(xiàn)斷裂，將因接觸電阻的增加而引起變壓器導(dǎo)電柱過熱甚至熔斷，引起變壓器過熱燃燒而造成重大損失和災(zāi)難。本文根據(jù)某變電站提供的超高壓變壓器斷裂線夾端子，通過對其材料的力學(xué)性能測試、顯微組織分析、斷口分析以及有限元計算，查找線夾端子斷裂的原因。某變電站超高壓變壓器斷裂失效的線夾端子如圖1所示。

圖1 線夾端子斷裂失效實例照片

2 線夾端子材料力學(xué)性能測試

參照GB／T 228—2002《金屬材料室溫拉伸試樣方法》［1］，采用線切割在斷裂線夾端子上割取毛坯，機械加工成3根圓形拉伸試樣，試樣標稱直徑為10 mm，標距為100mm；使用WDW3100微機控制電子式萬能試驗機對加工成的試樣進行拉伸試驗，測量其常規(guī)力學(xué)性能。由試驗結(jié)果可知，線夾端子材料的抗拉強度、屈服強度、彈性模量、斷面收縮率的平均值分別為441.20 MPa，319.72 MPa，106 GPa和11.94%，說明材料的力學(xué)性能較好，可以滿足線夾端子的夾持要求。

3 顯微組織及斷口分析

3.1 金相組織分析和成分測定

根據(jù)YS／T 449—2002《銅及銅合金鑄造和加工制品顯微組織檢驗方法》［2］及《加工銅及銅合金金相圖譜》［3］的相關(guān)要求，使用斷裂線夾端子材料制備出符合標準要求的金相試樣。使用Neophot／000 360光學(xué)顯微鏡對金相試樣進行金相組織分析，使用S-3400N掃描電子顯微鏡對其進行能譜分析，以確定其基本元素組成和含量。

圖2～圖4為試樣組織形貌圖。由圖2可以判斷材料組織為α+β混合相組成，晶粒粗大；由圖3可以看出，晶粒中均布有較多的氣孔；由圖4可見晶粒之間存在明顯縮孔（或疏松）缺陷。掃描電鏡能譜測定結(jié)果（成分能譜峰值曲線）如圖5所示，根據(jù)能譜峰值可確定線夾端子材料含Cu 58.2%、含Zn 41.8%，相當(dāng)于H59的銅鋅合金。

3.2 斷口形貌觀察

分別從斷裂線夾端子殘體初始斷裂位置處和拉伸斷裂試樣殘體斷口處割取斷口試樣，使用S-3400N掃描電子顯微鏡對斷口試樣進行觀察分析。

圖2 金相圖及腐刻圖

圖3 金相組織中的氣孔形貌

圖4 金相組織中的縮孔形貌

圖5 線夾端子材料成分能譜

圖6～圖9為斷裂線夾端子殘體初始斷裂位置處斷口形貌圖。由圖6可知，斷裂線夾端子殘體斷口表面及鄰近位置沒有可觀測到的明顯塑性變形，無疲勞破壞的斷口特征；從圖7可以觀測到斷裂線夾端子殘體斷口為典型的沿晶解理狀斷裂形貌；從圖8可以觀測到明顯的鑄造縮孔（或疏松）；由圖9可見晶體中分布有較多氣孔。

圖6 線夾端子斷裂面形貌

圖7 線夾端子斷裂面的沿晶斷裂形貌

圖10～圖13為拉伸斷裂試樣斷口表面形貌圖，可觀察到檢測材料存在明顯的宏觀鑄造缺陷。形貌特征如圖10和圖11所示，試樣在拉伸過程中沒有明顯的頸縮現(xiàn)象，表現(xiàn)為整體滑移變形，從圖10中可以觀測到存在的組織疏松區(qū)域；從圖12中由圖13可知，拉伸斷口呈現(xiàn)韌窩狀形貌，拉伸斷裂的斷裂特征為脆性沿晶斷裂。

圖8 線夾端子斷口上的鑄造縮孔形貌

圖9 線夾端子斷口上的氣孔形貌

圖10 拉伸斷口宏觀形貌

圖11 拉伸斷裂試樣表面裂紋

圖12 拉伸斷口上的鑄造縮孔

圖13 拉伸斷裂的晶間斷裂特

通過對斷裂線夾端子材料進行的力學(xué)性能測試、金相組織分析以及斷口形貌觀察分析認為，斷裂線夾端子的力學(xué)性能可以滿足線夾端子的夾持要求，但線夾端子材料中存在較多的鑄造缺陷（縮孔或疏松，氣孔），其中的鑄造縮孔或疏松處會產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，在較大的預(yù)緊力作用下可能引起線夾端子開裂。

4 有限元計算分析

4.1 螺栓預(yù)緊力的計算和測量

線夾端子所用螺栓為M12，根據(jù)《機械設(shè)計手冊》［4］給出的計算公式，螺栓的擰緊扭矩M與預(yù)緊力的關(guān)系為

式中：Kt為擰緊力矩因數(shù)，它與螺栓尺寸、螺紋參數(shù)、螺紋副、支承面間的摩擦條件有關(guān)，一般取0.1～0.3；F為螺栓的預(yù)緊力；d為螺栓的公稱直徑。取M＝32 N·m（廠家給定的設(shè)計扭矩），Kt＝0.15，d＝12 mm，計算得到的螺栓預(yù)緊力為 F＝17778N。

采用螺栓預(yù)緊力測量機測定了M12螺栓在M＝32～35N·m范圍扭矩作用下的預(yù)緊力，多次擰緊力矩扳手得到的螺栓預(yù)緊力均未超過19000N。根據(jù)機械設(shè)計原理，考慮到實際操作的不確定因素的影響，取預(yù)緊力的計算系數(shù)為1.15，由此計算得到螺栓預(yù)緊力的計算載荷F＝1.15×17 778＝20 445（N），近似取F＝20000N作為線夾端子應(yīng)力計算的輸入載荷是合理的。

4.2 線夾端子的計算分析模型

鑒于Solidworks軟件3D實體建模過程具有簡單、方便且質(zhì)量高等優(yōu)點，本文依照測量的超高壓線夾端子實際模型尺寸，在Solidworks中建立線夾端子的3D實體模型，然后通過Solidworks與ANSYS Workbench的雙向連接接口將其導(dǎo)入到 ANSYS Workbench中，把3D模型轉(zhuǎn)為ANSYS有限元模型，并對其進行有限元分析。

為保證計算結(jié)果的精確性、可靠性，本文分析中采用8節(jié)點的solid187四面體單元進行網(wǎng)格劃分，劃分好的有限元模型如圖14所示，計算模型的單元總數(shù)為342318個，節(jié)點總數(shù)為600 419個。加載條件為在線夾端子的四個固定螺栓孔上施加固定約束，在線夾端子的半圓弧上施加環(huán)面徑向約束，并分別在6個連接螺栓孔位置各施加20 000 N的預(yù)緊力，線夾端子施加的約束和載荷位置如圖15所示。

圖14 線夾端子的有限元模型

進行有限元分析計算時所要定義的材料屬性參數(shù)如屈服強度、抗拉強度等均取拉伸實驗所得數(shù)據(jù)的平均數(shù)，其他參數(shù)如密度、泊松比等均由材料手冊查得，計算時所取力學(xué)性能參數(shù)見表1。

圖15 線夾端子施加的約束和載荷位置

表1 線夾端子材料力學(xué)性能參數(shù)

4.3 計算結(jié)果及分析

根據(jù)上述計算模型、邊界條件、載荷及材料的相關(guān)參數(shù)，對線夾端子進行仿真計算分析，計算結(jié)果如圖16所示。

由圖16可知，半圓柱體與螺栓連接法蘭的過渡圓弧處的最大等效應(yīng)力為388.44MPa。根據(jù)拉伸力學(xué)試驗結(jié)果，線夾端子材料的平均抗拉強度和屈服強度分別為441.20MPa和319.72MPa，可見計算得到的最大等效應(yīng)力值已經(jīng)超過了材料的屈服極限。而材料組織分析表明，線夾端子材料中存在較多的鑄造缺陷，如果鑄造缺陷出現(xiàn)在過渡圓弧表面，則必然會產(chǎn)生更大的應(yīng)力集中。在此保守估算鑄造缺陷的應(yīng)力集中系數(shù)為1.5，由此計算得到的最大等效應(yīng)力為582.66MPa。若按比例計算，螺栓預(yù)緊力取為17778N，對應(yīng)的最大等效應(yīng)力為582.66× 17778／20000＝517.93（MPa），此值也已超過材料的抗拉強度。這表明線夾端子的螺栓預(yù)緊力過大，加上材料中由于鑄造缺陷而引起的應(yīng)力集中必將使過渡圓弧處的應(yīng)力水平超過材料的抗拉強度，進而引起線夾端子的斷裂。

根據(jù)上述計算理論，取螺栓的最大等效應(yīng)力為388.44MPa，并按比例反向推導(dǎo)，得到理論上最大等效應(yīng)力為388.44／1.5＝258.96（MPa），此時預(yù)緊力

圖16 施加F＝20000N預(yù)緊力的等效應(yīng)力云圖

5 結(jié)論

綜合以上對線夾端子的相關(guān)分析，可以得出如下結(jié)論：

（1）線夾端子材料相當(dāng)于H59的銅鋅合金，金相組織為鑄態(tài)α+β相，晶粒粗大；肉眼或借助體視顯微鏡能夠觀察到斷口上存在平整的解理狀形貌，無疲勞破壞特征，為典型的沿晶脆性斷裂。

（2）線夾端子材料中存在較多的微氣孔以及鑄造縮孔（或疏松）。這些材料內(nèi)部缺陷極易造成應(yīng)力集中，同時孔洞周圍的組織也會更加不均勻，可以斷定是引起線夾端子斷裂失效的重要原因。同時也說明了線夾端子材料組織不致密，鑄造質(zhì)量較差，建議改進線夾端子鑄造工藝，減少材料組織缺陷。

（3）線夾端子材料抗拉強度較高，但偏脆，抗斷裂力學(xué)性能對裂紋敏感。根據(jù)有限元仿真計算結(jié)果可知，螺栓設(shè)計扭矩過大，線夾端子在較大的扭矩作用下材料中的縮孔（或疏松）處產(chǎn)生的應(yīng)力集中將引起線夾端子開裂，因此，建議電站將螺栓安裝時的擰緊扭矩降低為21N·m。

［1］GB／T 228—2002金屬材料室溫拉伸試驗方法［S］.

［2］YS／T 449—2002銅及銅合金鑄造和加工制品顯微組織檢驗方法［S］.

［3］路俊攀，李湘海.加工銅及銅合金金相圖譜［M］.長沙：中南大學(xué)出版社，2010.

［4］聞邦椿.機械設(shè)計手冊［M］.5版.北京：機械工業(yè)出版社，2010.

（本文責(zé)編：白銀雷）

TH 114

：A

：1674-1951（2015）04-0028-04

陳家權(quán)（1962—），男，廣西南寧人，教授，工學(xué)博士，從事CAE、金屬疲勞、機械測試和焊接技術(shù)方面的研究和教學(xué)工作（E-mail：jqchen＠gxu.edu.en）。

2014-09-09；

2015-01-20