楊迎春,焦宗寒,代克順

(云南電網(wǎng)有限責任公司電力科學研究院,昆明 650217)

耐張線夾本體分為鋼錨與鋁管，是高壓輸電線路的重要連接金具，主要用于把導線或避雷線固定在非直線桿塔的耐張絕緣子串上[1-3]。耐張線夾的斷裂會造成線路跳閘停電事故，影響電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運行。耐張線夾斷裂原因主要有：材料和結(jié)構(gòu)設(shè)計不合理導致強度不足發(fā)生斷裂[4]；耐張線夾接觸松動引起線夾發(fā)熱造成線夾斷裂[5-6]；銹蝕造成構(gòu)件有效承載面積減小發(fā)生斷裂[7]。

云南某500 kV輸電線路于2016年9月投運，2018年10月巡線工作人員在登塔檢查中發(fā)現(xiàn)某塔兩處耐張線夾在耐張線夾轉(zhuǎn)角部位斷裂，如圖1和圖2所示。線路的設(shè)計風速為30 m·s-1，耐張壓接管的型號為NY-300/40，運行期間時常遭遇大風天氣，常年平均風速在8～11 m·s-1，風向與輸電導線的角度約80°。筆者以斷裂耐張線夾為研究對象，通過化學成分檢測、幾何尺寸測量、斷口形貌觀察以及力學仿真計算等方法對耐張線夾進行檢驗，分析了耐張線夾的斷裂原因并提出了相應(yīng)措施,為輸電線路的安全可靠運行提供保障。

圖1 1號斷裂耐張線夾宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of the No.1 fractured strain clamp

圖2 2號斷裂耐張線夾宏觀形貌Fig.2 Macro morphology of the No.2 fractured strain clamp

1 理化檢驗

1.1 化學成分分析

耐張線夾的設(shè)計材料為1050A鋁合金，耐張壓接管型號為NY-300/40。采用Spectro型定量光譜儀對1號和2號耐張線夾打磨后的表面進行化學成分分析，分析結(jié)果如表1所示。1號和2號耐張線夾的鋁含量大于或等于99.5%(質(zhì)量分數(shù)，下同)，硅含量小于0.25%，鐵含量小于0.4%，耐張線夾的化學成分符合設(shè)計要求。

表1 斷裂耐張線夾的化學成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Chemical compositions of the fractured strain clamps (mass fraction) %

1.2 幾何尺寸測量

根據(jù)《電力金具手冊》上NY-300/40壓接管的尺寸，采用游標卡尺和鋼卷尺對2號耐張線夾的壓接管尺寸進行測量。壓接管外徑的設(shè)計直徑為40 mm，2號斷裂耐張線夾壓接管直徑的測量值為40.5 mm；鋼錨耳環(huán)設(shè)計直徑為18 mm，2號斷裂耐張線夾鋼錨耳環(huán)直徑的測量值為18.2 mm。壓接管外徑和鋼錨耳環(huán)直徑與設(shè)計直徑基本相符。線夾在壓接后長度會有所增長，因此壓接管長度測量值僅供參考。

1.3 斷口分析

對1號斷裂耐張線夾斷口進行宏觀觀察，根據(jù)斷口宏觀形貌選擇4個區(qū)域，如圖3所示。分別對4個區(qū)域進行掃描電鏡(SEM)觀察，如圖4所示。各區(qū)域均可觀察到相互平行的輝紋條帶，呈現(xiàn)出疲勞斷裂的特征，均處于疲勞裂紋擴展區(qū)，屬于疲勞斷裂。

圖3 1號斷裂耐張線夾的斷口宏觀形貌Fig.3 Macro morphology of fracture of the No.1 fractured strain clamp

圖4 1號斷裂耐張線夾的斷口SEM形貌Fig.4 SEM morphology of fracture of the No.1 fractured strain clamp:a)position 1;b)position 2;c)position 3;d)position 4

1.4 力學仿真計算

為了研究耐張線夾斷裂過程的應(yīng)力分布情況，采用有限元方法建立耐張線夾模型，施加邊界條件和載荷，計算耐張線夾的應(yīng)力分布情況，耐張線夾模型如圖5所示。

圖5 耐張線夾的有限元計算三維模型Fig.5 The three-dimensional model of finite element calculation for the strain clamp

有限元模型采用三維實體單元建模，鋁彈性模量70 GPa，泊松比0.3，塑性延伸強度100 MPa,抗拉強度150 MPa。鋼錨彈性模量210 GPa,泊松比0.3，塑性延伸強度1 000 MPa,抗拉強度1 500 MPa。

通過在C位置施加向下4 mm位移模擬導線微風振動。施加邊界條件約束時，A位置和B位置全固定，計算的應(yīng)力云圖如圖6所示。由圖6可知，耐張線夾端部位置受到約束可造成耐張線夾轉(zhuǎn)折位置的應(yīng)力集中，該應(yīng)力集中部位與實際斷裂部位一致。

圖6 A位置和B位置全固定時耐張線夾的應(yīng)力分布云圖Fig.6 Stress distribution nephogram of the strain clamp when position A and position B were fixed

改變邊界條件，A位置固定，在B位置施加不同方向的位移，計算的應(yīng)力云圖如圖7所示。由圖7可知，在B位置施加不同方向的位移時，耐張線夾的轉(zhuǎn)折位置產(chǎn)生應(yīng)力集中。

圖7 B位置施加不同方向位移時耐張線夾的應(yīng)力分布云圖Fig.7 Stress distribution nephogram of the strain clamp under different direction displacement at position B:a)applying 3 mm displacement in x direction;b)applying -3 mm displacement in y direction;c)applying 3 mm displacement in z direction

2 分析與討論

斷裂耐張線夾的材料為1050A鋁合金，其幾何結(jié)構(gòu)尺寸與設(shè)計尺寸基本一致。耐張線夾斷口表面有疲勞輝紋條帶，推斷耐張線夾的斷裂方式為疲勞斷裂。有限元計算結(jié)果表明耐張線夾端部位置受到約束或施加不同方向位移時可造成耐張線夾轉(zhuǎn)角部位的應(yīng)力集中，且應(yīng)力集中位置和耐張線夾的真實斷裂位置相符。

此段輸電線路常年平均風速在8～11 m·s-1，風向與輸電導線的角度約80°，當有持續(xù)風垂直吹向輸電導線時，導線背風側(cè)產(chǎn)生上下交替的卡門旋渦，輸電導線會受到上下交變的力而發(fā)生高頻低幅值微風振動[8-9]。導線的微風振動會使耐張線夾轉(zhuǎn)角部位的應(yīng)力集中位置產(chǎn)生較大的交變應(yīng)力，耐張線夾轉(zhuǎn)角的薄弱位置在較大交變應(yīng)力的作用下會產(chǎn)生多處疲勞裂紋源。

綜上所述，耐張線夾的轉(zhuǎn)角部位由于端部位置受到約束產(chǎn)生應(yīng)力集中，削弱了耐張線夾的強度[10-11]，在應(yīng)力集中處容易形成多處裂紋源。輸電線路受風力的影響產(chǎn)生高頻低幅值微風振動，在耐張線夾轉(zhuǎn)角部位的應(yīng)力集中位置會產(chǎn)生較大的交變應(yīng)力，裂紋源在交變應(yīng)力的作用下生長并發(fā)生擴展，當疲勞裂紋擴展到一定尺寸，耐張線夾的剩余截面不足以承受外界載荷時最終發(fā)生斷裂[12]。

3 結(jié)論及建議

耐張線夾的根部局部受到約束，在較大應(yīng)力作用下耐張線夾轉(zhuǎn)角應(yīng)力集中部位形成裂紋；輸電線路受風力的影響發(fā)生高頻低幅值微風振動，在耐張線夾轉(zhuǎn)角部位的應(yīng)力集中位置會產(chǎn)生較大的交變應(yīng)力，裂紋在交變應(yīng)力的作用下擴展最終發(fā)生疲勞斷裂。

建議采用無人機、望遠鏡等手段加強對耐張線夾的巡視；在安裝和設(shè)計上進行優(yōu)化避免耐張線夾局部區(qū)域應(yīng)力集中，如采用新型雙板式耐張線夾及柔性小間隔棒配合使用，以減小微風振動、舞動對耐張線夾的影響[13]。