輸電線路碳纖維復(fù)合材料芯加速蠕變?cè)囼?yàn)研究*

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)和碳纖維樹脂基復(fù)合材料蠕變的溫濕等效模型。Gupta 等［9］研究了樹脂基織物復(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)。

1 試驗(yàn)概況

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

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 以時(shí)間－溫度移位因子構(gòu)建蠕變主曲線

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。

2.2 以時(shí)間－應(yīng)力移位因子構(gòu)建蠕變主曲線

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。

2.3 碳纖維復(fù)合芯棒長(zhǎng)期蠕變性能預(yù)測(cè)

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

3 結(jié)論

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.