某鋁包復(fù)合材料芯軟鋁型線絞線斷裂原因分析

(上海國(guó)纜檢測(cè)中心有限公司， 上海 200093)

與傳統(tǒng)鋼芯鋁絞線(ACSR)相比，復(fù)合材料芯絞線(ACCC)具有載流和傳輸效率高(線損小，持續(xù)運(yùn)行溫度高)、弧垂特性好(單位長(zhǎng)度質(zhì)量小，線膨脹系數(shù)小)、耐腐蝕性優(yōu)良等顯著優(yōu)勢(shì)[1-4]，被大量應(yīng)用于線路增容改造工程，在某些新建線路中亦有廣泛應(yīng)用[5]。但是，普通ACCC導(dǎo)線的芯棒耐彎折、抗沖擊性能較差，且施工工藝復(fù)雜[6]，無法按照傳統(tǒng)壓接工藝進(jìn)行施工。為方便施工，一些廠商開發(fā)了鋁包復(fù)合材料芯棒或絞合型復(fù)合材料芯棒，這類芯棒在傳統(tǒng)復(fù)合材料芯棒外部包覆一層軟鋁或套上一軟鋁套管，提高了產(chǎn)品的抗沖擊性能；在用改進(jìn)型鋼錨后，可像壓接傳統(tǒng)鋼芯鋁絞線的鋼芯一樣壓接芯棒，大大簡(jiǎn)化了施工工藝，同時(shí)降低了金具成本。

寧夏某在建輸電線路采用了天津某廠生產(chǎn)的鋁包復(fù)合材料芯軟鋁型線絞線，其型號(hào)規(guī)格為JLRX1/F1B-350/40，該線路某檔在安裝完成后當(dāng)晚絞線發(fā)生斷裂。斷線檔距為399 m，緊線時(shí)環(huán)境溫度為15 ℃，緊線張力為23.56 kN，在該檔距中央(即第4和第5個(gè)間隔棒中間處，該線路采用二分裂結(jié)構(gòu))發(fā)生了絞線斷裂，如圖1所示。為查明絞線斷裂的原因，筆者對(duì)斷裂絞線進(jìn)行了一系列檢驗(yàn)和分析。

圖1 斷裂絞線的宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of the fractured conductor

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀觀察

截取適當(dāng)長(zhǎng)度同批次新絞線，拆解并測(cè)量絞線結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)該絞線由兩層梯形軟鋁型線圍繞一根鋁包復(fù)合材料芯棒同心絞合而成，外層鋁線根數(shù)為16根，內(nèi)層鋁線根數(shù)為12根。各部位尺寸測(cè)量結(jié)果見表1和表2，可見該絞線結(jié)構(gòu)符合GB/T 32502—2016 《復(fù)合材料芯架空導(dǎo)線》、GB/T 29324—2012《架空導(dǎo)線用纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料芯棒》、 GB/T 29325—2012《架空導(dǎo)線用軟鋁型線》和Q/NJL0001S—2018L《鋁包復(fù)合材料芯架空導(dǎo)線》的技術(shù)要求。根據(jù)表1和表2的測(cè)量結(jié)果和導(dǎo)線技術(shù)規(guī)范繪制斷裂絞線的結(jié)構(gòu)示意圖，如圖2所示。

表1 絞層尺寸測(cè)量結(jié)果Tab. 1 Test results of the conductor layer dimension

表2 復(fù)合材料芯棒尺寸測(cè)量結(jié)果Tab. 2 Test results of the composite core dimension mm

圖2 斷裂絞線結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of the fractured conductor

1.2 力學(xué)性能試驗(yàn)

1.2.1 絞線綜合拉斷力

按照GB/T 32502—2016要求，截取長(zhǎng)度為10 m的絞線3根，端部壓接配套的耐張線夾后，進(jìn)行綜合拉斷力測(cè)試，測(cè)試結(jié)果分別為123.1,125.9,120.3 kN，可見絞線綜合拉斷力均大于120 kN，且結(jié)果較為穩(wěn)定，符合Q/NJL0001S—2018L的技術(shù)要求。

1.2.2 鋁包復(fù)合材料芯棒拉斷力試驗(yàn)

截取適當(dāng)長(zhǎng)度的同批次新絞線，剝除鋁絞層后，對(duì)鋁包復(fù)合材料芯棒進(jìn)行拉斷力試驗(yàn)。鋁包復(fù)合材料芯拉斷力試驗(yàn)結(jié)果分別為：81.64，79.80，87.74，86.12，86.72 kN，可見所有試樣的拉斷力均符合Q/NJL0001S—2018L的要求。檢查斷后試樣發(fā)現(xiàn)，鋁包復(fù)合材料芯棒拉伸斷裂位置均位于鋼錨壓接位置，其中2根芯棒斷裂位置和鋁層斷裂位置一致，其余3根試樣的鋁層斷裂后，芯棒從鋼錨內(nèi)拔出。

試樣的典型拉伸曲線如圖3所示，所有試樣拉伸曲線均表現(xiàn)同一特征，即張力在70 kN左右時(shí)會(huì)突然下降(圖3中橢圓處所示)，隨后張力持續(xù)增加，直至試樣斷裂。這種張力下降現(xiàn)象是由于鋁層斷裂所致，這表明在鋁包復(fù)合材料芯棒正常拉伸斷裂過程中，總是鋁層率先發(fā)生斷裂。觀察圖3中橢圓位置，發(fā)現(xiàn)張力下降了約4.5 kN，該力值與生產(chǎn)商提供的資料顯示的鋁管能夠承受的拉力數(shù)值吻合(70 mm2×65 MPa=4.55 kN)。

圖3 鋁包復(fù)合材料芯棒的典型拉伸曲線Fig.3 Typical tension curve of the aluminum-clad composite core

1.2.3 鋁包復(fù)合材料芯棒徑向耐壓試驗(yàn)

截取5根長(zhǎng)度約為100 mm的鋁包復(fù)合材料芯棒，在電子萬能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行徑向耐壓試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果分別為：88.75，90.10，87.71，88.31，86.35 kN，符合Q/NJL0001S—2018L的技術(shù)要求。該試驗(yàn)結(jié)果遠(yuǎn)高于普通未包覆鋁層的復(fù)合材料芯棒，表明包覆鋁層對(duì)于提升復(fù)合材料芯棒的耐壓能力有較大提升。試樣壓扁后端部形貌如圖4所示。

圖4 鋁包復(fù)合材料芯棒徑向耐壓試驗(yàn)后端部宏觀形貌Fig.4 Macro morphology of end of the aluminum-clad composite core after radial crush test

由圖4可見試樣的鋁管已壓扁，徑向嚴(yán)重變形并產(chǎn)生芯棒分離，芯棒均已開裂錯(cuò)位，但鋁管受壓位置表面依然光潔平整，未見任何明顯損傷。

1.3 機(jī)電性能試驗(yàn)

從絞層的外層和內(nèi)層隨機(jī)選取3根軟鋁型線，進(jìn)行等效直徑、抗拉強(qiáng)度、電阻率測(cè)試，測(cè)試結(jié)果表明，外層鋁線平均等效直徑為3.499 mm，平均抗拉強(qiáng)度為86.8 MPa，平均電阻率為0.027 103 Ω·mm2·m-1；內(nèi)層鋁線平均等效直徑為3.546 mm，平均抗拉強(qiáng)度為84.1 MPa，平均電阻率為0.027 239 Ω·mm2·m-1，均符合GB/T 29325—2012的技術(shù)要求。

1.4 斷口分析

1.4.1 鋁線斷口

檢查圖1所示斷裂絞線，發(fā)現(xiàn)所有軟鋁型線斷口頸縮明顯，均呈現(xiàn)拉伸延性斷裂特征，斷口附近鋁線表面未見任何損傷。這表明鋁線斷裂的根本原因在于軸向負(fù)荷過大，超過了鋁線的強(qiáng)度極限。

1.4.2 鋁包復(fù)合材料芯棒斷口

(1) 宏觀形貌

鋁包復(fù)合材料芯斷棒口如圖5所示，可見斷口端部鋁層頸縮明顯；斷口兩端鋁層外表面沿縱向方向連續(xù)分布著明顯的魚鱗狀凸起。在B端斷口，緊鄰?fù)蛊鸩课讳X層出現(xiàn)明顯凹陷。觀察發(fā)現(xiàn)這種魚鱗狀凸起在斷口兩端均連續(xù)存在，在A端斷口后方，延續(xù)長(zhǎng)度約40 cm，在B端斷口后方，延續(xù)長(zhǎng)度約29 cm。鋁層表面的魚鱗狀凸起和凹陷在斷口兩端均出現(xiàn)了旋轉(zhuǎn)和傾斜，A端傾轉(zhuǎn)長(zhǎng)度約10 cm，B端傾轉(zhuǎn)長(zhǎng)度約8 cm。這表明在鋁層拉伸斷裂過程中，發(fā)生了較大幅度的扭轉(zhuǎn)。

圖5 鋁包復(fù)合材料芯斷口宏觀形貌Fig.5 Macro morphology of fracture of the aluminum-clad composite core

在鋁管斷口內(nèi)部，A端復(fù)合材料芯棒斷口縮進(jìn)約5 mm，斷面較平整。B端復(fù)合材料芯棒斷口在鋁管斷口內(nèi)深不可見，僅發(fā)現(xiàn)玻纖層斷裂后拔出外露，露出長(zhǎng)度約15 mm。

采用車床將A端斷口鋁管切斷，并緩慢拔出，觀察鋁管內(nèi)壁，發(fā)現(xiàn)鋁管內(nèi)壁光潔，未見明顯缺陷，其內(nèi)部芯棒斷口如圖6 a)所示。可見斷面延伸長(zhǎng)度約85 mm，芯棒表面多處有明顯損傷痕跡，如圖6 b)所示。由圖6 b)可見，芯棒的斷口可分為3個(gè)區(qū)域，如圖中標(biāo)示位置。1區(qū)芯棒表面有一巨大徑向裂縫，該裂縫幾乎貫穿了芯棒圓周，導(dǎo)致一半芯棒斷裂分離，在裂縫后端，芯棒沿縱向開裂，肉眼可見開裂長(zhǎng)度約25 mm。2區(qū)芯棒的玻纖層表面沿徑向分布5條近乎平行排布的外力沖擊痕跡，靠近左端的芯棒斷裂脫離。3區(qū)斷口靠近鋁管斷裂位置，斷面平整，玻纖層表面亦可見明顯外力沖擊痕跡。

圖6 A端復(fù)合材料芯從鋁管拔出后及斷口宏觀形貌Fig.6 Macro morphology of a) the composite core after pull off the aluminium tube and b) the fracture of the end A

(2) 復(fù)合材料芯斷口微觀形貌

圖7所示為1區(qū)斷口宏觀形貌，可見復(fù)合材料芯棒斷裂位置形成3層階梯，下層階梯平面穿過芯棒橫截面圓心，將芯棒分成兩半；中間層階梯大約處于玻璃纖維(以下簡(jiǎn)稱玻纖)層下方；上層階梯即芯棒表面玻纖層。下層與中間層階梯之間垂直抬升，而中間層與上層階梯之間，由于玻纖層斷口呈剪切狀，兩層之間呈階梯狀。

圖7 1區(qū)斷口宏觀形貌Fig.7 Macro morphology of zone 1

圖8 a)所示為1區(qū)玻纖層斷裂微觀形貌，可見玻纖斷裂位置參差不齊，在斷口端部后方，環(huán)氧樹脂與玻纖大面積分離，如圖8 a)中A區(qū)所示。在斷口端部呈現(xiàn)較淺的蜂窩狀，即玻纖斷裂后拔出痕跡，如圖8 a)中C區(qū)所示。在斷口端部與后方的結(jié)合部，圖8 a)中的B區(qū)所示，可見環(huán)氧樹脂受力變形后包裹了部分玻纖斷口。放大該區(qū)域觀察發(fā)現(xiàn)部分纖維斷口呈現(xiàn)剪切斷裂特征，如圖8 b)所示。

圖8 1區(qū)斷口玻纖層微觀形貌Fig.8 Micro morphology of a) the fiberglass layer of zone 1 fracture and b) the mognification morphology of zone B

圖9 a)所示為玻纖層與中間層斷面結(jié)合部位的微觀形貌，可見玻纖層下方的碳纖維斷裂整齊，且層次分明，另可見中間層與玻纖層結(jié)合部斷面上纖維碎裂成一束束較短纖維，所有纖維的方向與芯棒縱向方向基本一致。在玻纖層與中間層之間的階梯，則是由于碳纖維在不同位置斷裂后纖維拔出形成的。

圖9 b)所示為中間層斷面與下層斷面結(jié)合部位的微觀形貌，可見中間層碳纖維斷裂端面凹凸不平，在同一端面纖維斷裂位置幾乎一致，纖維方向與芯棒縱向一致。在中間層與下層結(jié)合部，可見大量纖維碎屑，沿芯棒徑向分布。表明在外力沖擊過程中，部分纖維斷裂后，從中間層塌落至下層結(jié)合部位。

圖9 1區(qū)斷口微觀形貌Fig.9 Micro morphology of zone 1: a) micro morphology for junction part of fiberglass layer and middle layer; b) micro morphology for junction part of middle layer and lower layer

圖10 2區(qū)斷口宏觀形貌Fig.10 Macro morphology of zone 2

圖10所示為2區(qū)斷口宏觀形貌，圖中A區(qū)所示為玻纖層損傷位置，B區(qū)所示為芯棒縱向開裂面，可見在該表面沿徑向分布4條巨大裂痕，裂痕貫穿整個(gè)試樣截面，C區(qū)所示為一裂痕端部纖維斷裂區(qū)域。

圖11所示為玻纖層表面(即圖10中A區(qū))損傷狀態(tài)微觀形貌，可見玻纖層呈粉碎性破裂，環(huán)氧樹脂碎裂嚴(yán)重，纖維斷裂參差不齊，損傷深度達(dá)到了859.5 μm。結(jié)合表2可知，該損傷已經(jīng)波及芯棒內(nèi)部碳纖維。

圖12所示為芯棒內(nèi)部縱向開裂面(即圖10中B區(qū))的微觀形貌，可見這種徑向貫穿裂痕的實(shí)質(zhì)是碳纖維斷裂后痕跡，碳纖維在沖擊負(fù)荷作用下發(fā)生斷裂，由于碳纖維復(fù)合材料的結(jié)構(gòu)特性，斷后纖維呈層狀分離[7]，形成高低梯度。圖13所示為圖10中C區(qū)微觀形貌，可見碳纖維大規(guī)模斷裂后拔出，形成凸臺(tái)。

圖12 2區(qū)斷口的B區(qū)微觀形貌Fig.12 Micro morphology for zone B of zone 2 fracture

圖13 2區(qū)斷口的C區(qū)微觀形貌 Fig.13 Micro morphology for zone C of zone 2 fracture

圖14 3區(qū)斷口形貌Fig.14 Morphology of zone 3 fracture

圖14所示為3區(qū)斷口形貌，可見玻纖層斷裂后玻纖參差不齊，而內(nèi)部碳纖維斷面平整，沖擊斷裂特征顯著。放大圖中可見碳纖維表面的環(huán)氧樹脂撕裂，呈魚鱗狀分布，部分變形嚴(yán)重呈倒鉤狀。這表明芯棒多處斷裂后，在拉伸應(yīng)力作用下，芯棒沿?cái)嗔盐恢梅謱影纬鯷8]。

1.5 金相檢驗(yàn)

截取圖6中1區(qū)后方約8 cm處的鋁包復(fù)合材料芯棒，切斷時(shí)發(fā)現(xiàn)，此處芯棒表面玻纖層拔出，其后拔出距離仍不可知。對(duì)截取的試樣端部密封后(避免澆注時(shí)環(huán)氧樹脂進(jìn)入缺口內(nèi)部)，用環(huán)氧樹脂澆注試樣，待徹底固化后，研磨、拋光試樣表面，用金相顯微鏡觀察，如圖15所示。

圖15 鋁包復(fù)合材料芯棒橫截面缺口處微觀形貌Fig.15 The a) cross section and b) notch position of the aluminum-clad composite core

圖15 a)所示為鋁包復(fù)合材料芯棒橫截面形貌，可見復(fù)合材料芯棒外部玻纖層局部缺失，芯棒內(nèi)部碎裂成多塊。玻纖層缺失位置，正好位于前文所述鋁管凹陷和凸起位置斜下方。觀察鋁管內(nèi)壁，所有位置與玻纖層緊密貼合，未見明顯異常狀態(tài)。芯棒內(nèi)部碎裂從玻纖層缺失位置起源，裂紋擴(kuò)展至缺口位置相對(duì)一側(cè)玻纖層。圖15 b)所示為缺口位置微觀形貌，測(cè)量缺口位置尺寸，靠近鋁管一側(cè)寬度為2 064 μm，靠近芯棒一側(cè)寬度為1 485 μm，平均厚度為962 μm。

2 分析與討論

2.1 復(fù)合材料芯棒斷裂機(jī)理分析

由芯棒徑向耐壓試驗(yàn)可知，想要將包覆鋁管的芯棒壓縮至開裂，載荷需達(dá)85 kN以上，在此載荷下鋁管變形嚴(yán)重，并與芯棒分離。但觀察斷裂位置的鋁包復(fù)合材料芯棒，鋁管除上文所述表面缺陷和扭轉(zhuǎn)外，未見與芯棒分離或內(nèi)表面缺陷。由此可知芯棒表面的沖擊損傷以及開裂并非在鋁管包覆之后形成，而是發(fā)生在鋁管包覆之前。由于未知的外力沖擊，在復(fù)合材料芯棒表面形成一段長(zhǎng)度達(dá)到15 cm以上的損傷，并最終導(dǎo)致芯棒斷裂。

2.2 絞線斷裂機(jī)理分析

由以上理化檢驗(yàn)結(jié)果可知，該斷裂絞線的鋁層和鋁管能承受的極限張力約為28.72 kN。該鋁包復(fù)合材料芯棒的相關(guān)缺陷未能在絞制前被發(fā)現(xiàn)，致使其被絞入絞線中，在施工架線過程中，所有張力由鋁絞層及芯棒外部鋁管承擔(dān)。

施工現(xiàn)場(chǎng)信息表明，該絞線在15 ℃時(shí)緊線張力為23.56 kN，導(dǎo)線斷裂次日上午測(cè)試斷裂檔內(nèi)氣溫僅為3 ℃，查閱相關(guān)氣象資料，該地區(qū)在該季節(jié)夜間最低溫度可達(dá)-3 ℃，且常有4～5級(jí)風(fēng)。大的溫差使導(dǎo)線弧垂降低，張力增大[9]。圖5所示鋁管表面扭轉(zhuǎn)形態(tài)則表明，在鋁管拉伸過程中線路發(fā)生了扭轉(zhuǎn)，而這種絞線扭轉(zhuǎn)在架線完成之后只能是由于風(fēng)載荷引發(fā)的線路舞動(dòng)引起[10]。在弧垂降低以及風(fēng)載荷[11]的共同作用下，線路張力增大到了鋁管和鋁層所能承受的強(qiáng)度極限，最終導(dǎo)致該鋁包復(fù)合材料芯軟鋁型線絞線斷裂。

3 結(jié)論及建議

斷裂絞線的各項(xiàng)性能均符合標(biāo)準(zhǔn)要求，但該斷裂絞線的復(fù)合材料芯棒在包覆鋁管前已多處受損及斷裂，復(fù)合材料芯棒斷裂的絞線在架線后，所有張力都由軟鋁層和鋁管承擔(dān)。因夜間溫度降低，且風(fēng)載荷作用引發(fā)線路舞動(dòng)，使得絞線所受張力超過軟鋁層和鋁管的強(qiáng)度極限，最終導(dǎo)致絞線斷裂。

建議絞線生產(chǎn)商在復(fù)合材料芯棒生產(chǎn)過程中，加強(qiáng)質(zhì)量監(jiān)控，杜絕帶有隱患的芯棒投入到后續(xù)的生產(chǎn)中。