含預(yù)制缺口的電力導(dǎo)線腐蝕疲勞性能試驗

尹 恒，王 瑩，袁 飛，郭 力

(1．中國能源建設(shè)集團江蘇省電力設(shè)計院有限公司，江蘇 南京 211102；2．東南大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇 南京 211189)

輸電線路作為發(fā)電廠、變電站和用戶之間的重要環(huán)節(jié)，主要用于輸送電能，導(dǎo)線是其重要的組成部分[1]。電力導(dǎo)線長期承受微風(fēng)、環(huán)境溫度等疲勞荷載并暴露在工業(yè)污染、鹽霧以及潮濕空氣等腐蝕環(huán)境中，不可避免地會產(chǎn)生疲勞損傷和腐蝕損傷。導(dǎo)線缺口處易產(chǎn)生應(yīng)力集中，在腐蝕環(huán)境下疲勞強度是影響導(dǎo)線使用壽命的重要因素。近些年，有關(guān)學(xué)者對不同條件下電力導(dǎo)線的疲勞性能開展了大量研究。任賢達等[2]研究了電力導(dǎo)線在山火過后的疲勞性能，獲得了疲勞極限和循環(huán)次數(shù)與退火溫度的定量關(guān)系。丁亮亮[3]建立了導(dǎo)線溫度場有限元模型，分析了導(dǎo)線徑向溫度對線路動態(tài)增容的影響，計算了在張力和溫度共同作用下導(dǎo)線的股線應(yīng)力，并依據(jù)風(fēng)速和風(fēng)向概率分布，計算了導(dǎo)線的疲勞壽命。陳鑫[4]研究了低溫條件下電力導(dǎo)線由微風(fēng)振動引起的疲勞問題，設(shè)計了導(dǎo)線低溫振動試驗裝置，并模擬了鋼芯鋁絞線在簡諧激勵下的振動，預(yù)測了導(dǎo)線的疲勞壽命。白茹等[5]對覆冰工況下的電力導(dǎo)線從動力學(xué)角度模擬了導(dǎo)線斷線的原因。李征等[6]研究了變電站電纜用鋁合金導(dǎo)線在潮濕環(huán)境下的疲勞特性，并結(jié)合試驗對常用的疲勞缺口縮減因子的公式進行了驗證，結(jié)果表明，隨著疲勞壽命的增加，疲勞缺口縮減因子逐漸減小，并在雙對數(shù)坐標(biāo)系上呈線性關(guān)系。此外，采用Neuber公式可以近似計算潮濕環(huán)境下鋁合金導(dǎo)線的疲勞缺口縮減因子。

腐蝕介質(zhì)與交變應(yīng)力的協(xié)同作用引起的金屬材料提前開裂或加速破壞現(xiàn)象稱為腐蝕疲勞，其本質(zhì)是電化學(xué)腐蝕過程和力學(xué)過程的交互作用，是一種非常嚴(yán)重的失效形式[7-8]。對于輸電線路的導(dǎo)地線而言，由于長期承受風(fēng)、溫度等交變荷載的作用并暴露于污染嚴(yán)重的自然環(huán)境中，腐蝕疲勞破壞是其典型的失效模式之一。目前，對于在腐蝕介質(zhì)和疲勞荷載共同作用下導(dǎo)線壽命的研究報道較少[9]，研究多傾向于對試驗現(xiàn)象的總結(jié)，并沒有建立定量、系統(tǒng)性的S-N曲線，且研究一般面向完好構(gòu)件，通過電化學(xué)或鹽霧加速腐蝕試驗?zāi)M腐蝕過程，研究腐蝕介質(zhì)和疲勞荷載共同作用對導(dǎo)線壽命的影響程度。在以上研究的基礎(chǔ)上，又發(fā)展了多種研究腐蝕疲勞壽命模型[10-13]，這些模型均基于一個試驗事實：腐蝕疲勞斷裂一般從構(gòu)件表面的點蝕坑開始形核、發(fā)展[14]，這種從點蝕坑開始形核的裂紋嚴(yán)重影響了構(gòu)件的腐蝕疲勞壽命。對于服役了一定期限的老舊導(dǎo)線，由于環(huán)境的侵蝕作用，導(dǎo)線上已經(jīng)包含一定程度的微觀蝕坑。

為了研究此類已包含初始缺陷老舊導(dǎo)線的疲勞性能，本文設(shè)計了一套新型的試驗裝置，對某線路老舊導(dǎo)線進行腐蝕疲勞試驗。該裝置可以同步對多根導(dǎo)線施加疲勞交變荷載，大大縮短了試驗的時長。為了簡化腐蝕環(huán)境所引起的點蝕坑形成過程的復(fù)雜性，通過在導(dǎo)線表面預(yù)制缺口，研究不同腐蝕條件、腐蝕介質(zhì)和疲勞荷載作用對含初始缺口導(dǎo)線力學(xué)性能的影響，獲取各加載工況下缺口導(dǎo)線的S-N曲線和擬合方程，并分析腐蝕溶液濃度、pH值兩者對導(dǎo)線壽命的影響權(quán)重，為含初始缺陷導(dǎo)線在腐蝕和疲勞共同作用下的壽命預(yù)測提供試驗依據(jù)。

1 試驗概況

1.1 試驗試件

通過顯微鏡對腐蝕導(dǎo)線表面點蝕坑的形狀觀測發(fā)現(xiàn)，點蝕坑幾何形狀在簡化后可大致分為長橢圓形、圓形以及不規(guī)則多邊形。對以上3種點蝕坑進行統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，點蝕坑在導(dǎo)線表面的形狀多為圓形[15-16]，對于非圓形可采用簡單的幾何處理等效為圓形，故點蝕坑的幾何形態(tài)可用點蝕坑深度和點蝕坑寬度兩個參數(shù)描述。試驗采用的導(dǎo)線為直徑7 mm、強度級別1 670 MPa的高強導(dǎo)線，長度1 100 mm，在導(dǎo)線中間位置預(yù)制人造缺口，確保缺口表面光潔無刮痕，具體尺寸如圖1所示。

圖1 含預(yù)制缺口的導(dǎo)線尺寸 示意圖(單位：mm)Fig.1 Schematic diagram of wire with machine-cut notch (unit: mm)

1.2 試驗設(shè)備及裝置

傳統(tǒng)的疲勞試驗直接采用疲勞試驗機對單根試樣施加疲勞荷載，此時試樣被夾持在疲勞試驗機的兩個夾具之間，直到單根試樣發(fā)生疲勞破壞后，才能對下一根試樣繼續(xù)進行疲勞試驗。當(dāng)試件數(shù)量和加載工況較多時，會耗費大量的人力、財力和時長，因此，設(shè)計了一種新的疲勞加載裝置以對多根導(dǎo)線同步施加疲勞荷載。試驗裝置包含3個部分，具體如圖2所示。

圖2 試驗裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of fatigue test device

第一部分由疲勞試驗機INSTRON8802、計算機1和大量程液壓千斤頂(HJ1)組成。HJ1被豎直放置在疲勞試驗機的兩個夾具之間，通過油管和分流閥對第二部分施加總的疲勞荷載。通過在計算機1上手動設(shè)置，可以準(zhǔn)確獲取總的疲勞荷載的幅值和頻率等信息。HJ1內(nèi)部油量由液壓手動泵提供。直到HJ1內(nèi)部活塞完全彈出，表示氣缸油已滿，此時關(guān)閉分流閥的進油閥。與各根導(dǎo)線相連的油管中油的收放由多通道分流閥的各出油閥開關(guān)控制。油管中總油壓等于疲勞試驗機提供的總的疲勞荷載除以HJ1油缸的截面面積，總油壓通過分流閥等值地分配給與第二部分相連的各個油管。

第二部分由槽鋼、鋼支撐、螺栓、錨具、力傳感器、多根導(dǎo)線試樣以及多個導(dǎo)線通過的小量程液壓千斤頂(HJ2)組成。各油管與一個HJ2相連，將疲勞試驗機提供的油壓等值地分配給每個HJ2，則每個HJ2受到的疲勞荷載等于油壓乘以HJ2的截面面積。然后，將該疲勞荷載除以每個與HJ2相連的導(dǎo)線的截面面積，即可獲得各根導(dǎo)線的疲勞應(yīng)力，從而實現(xiàn)對多根導(dǎo)線同步施加不同的疲勞脈動荷載。

疲勞試驗機和HJ1傳遞給各個HJ2的疲勞荷載會使得槽鋼發(fā)生變形。為了有效降低HJ2傳遞給導(dǎo)線的力引起的整體結(jié)構(gòu)變形，在左右兩個槽鋼之間設(shè)置鋼支撐。鋼支撐穿過槽鋼預(yù)留的孔洞，在槽鋼內(nèi)外側(cè)用螺栓與槽鋼固定。

GB/T 17101—2008《橋梁纜索用熱鍍鋅鋼絲》規(guī)定，完好導(dǎo)線需要在360 MPa應(yīng)力范圍下加載200萬次不斷裂，即認(rèn)為360MPa下導(dǎo)線的壽命為無限壽命。本文研究對象是含預(yù)制缺口的高強導(dǎo)線，以完好導(dǎo)線無限壽命所對應(yīng)的應(yīng)力范圍360 MPa為依據(jù)，再分別增設(shè)480 MPa、600 MPa、720 MPa 3級不同的應(yīng)力范圍，對該4級疲勞應(yīng)力范圍下的導(dǎo)線進行腐蝕疲勞試驗。將應(yīng)力范圍的最大值720MPa乘以導(dǎo)線的截面面積，得到導(dǎo)線承受的最大拉力。據(jù)此，本文導(dǎo)線最大拉力為27.7kN，以該值選定小量程液壓千斤頂?shù)膰嵨弧８鶕?jù)小量程液壓千斤頂尺寸選定槽鋼的型號為40#C，高度為400 mm，翼緣寬度為104 mm，腹板厚度為14.5 mm。利用商用軟件MIDAS Gen建立由槽鋼、鋼支撐組成的反力架有限元模型。在槽鋼表面導(dǎo)線受力位置施加與最大拉力值27.7 kN相等的壓力。因為導(dǎo)線受拉時，反力架屬于承壓狀態(tài)。查看槽鋼表面應(yīng)力分布情況，確保其表面最大應(yīng)力值小于高強鋼的屈服強度。通過驗算發(fā)現(xiàn)，槽鋼最大應(yīng)力值超過了高強鋼的屈服強度，需要補強，故在槽鋼腹板處焊接厚度為10 mm的同材質(zhì)鋼板。相應(yīng)的數(shù)值模型及應(yīng)力計算結(jié)果如圖3所示。此時槽鋼表面的最大應(yīng)力值為116 MPa，槽鋼選用Q235普通碳素鋼，故強度滿足要求。撐桿直徑選為20 mm。

圖3 試驗裝置的數(shù)值模型及應(yīng)力云圖Fig.3 Numerical model and stress nephogram of test device

第三部分為疲勞荷載數(shù)據(jù)采集裝置。由于分流閥阻力以及油路中空氣阻力等因素的影響，每根導(dǎo)線實際承受的疲勞荷載與INSTRON8802設(shè)定的理論疲勞荷載之間存在誤差。因此，在第二部分的每根導(dǎo)線上套一個環(huán)形的穿軸式力傳感器，用來實時監(jiān)測各根導(dǎo)線受到的實際疲勞荷載。基于該數(shù)據(jù)進一步調(diào)整INSTRON8802設(shè)定的疲勞荷載，使得導(dǎo)線承受的疲勞荷載為本次試驗方案設(shè)定的4級疲勞應(yīng)力范圍。

試驗加載裝置實物如圖4所示。圖5為第三部分?jǐn)?shù)據(jù)采集裝置BNC2111的力傳感器與計算機2輸出的疲勞荷載波形圖。

圖4 試驗裝置照片F(xiàn)ig.4 Pictures of the test device

圖5 BNC2111采集裝置Fig.5 BNC2111 acquisition device

在對多根導(dǎo)線進行同步疲勞加載過程中，為了使得單根導(dǎo)線的疲勞破壞不影響其他導(dǎo)線繼續(xù)進行腐蝕疲勞試驗，應(yīng)在疲勞試驗機中設(shè)置位移保護模式。即當(dāng)其中一根導(dǎo)線突然斷裂時，疲勞試驗機將自動停止加載，此時關(guān)閉已斷裂導(dǎo)線所對應(yīng)的油路閥門，取下該導(dǎo)線，再重新啟動疲勞試驗機并設(shè)置剩余導(dǎo)線的疲勞應(yīng)力范圍值和加載頻率，繼續(xù)進行疲勞試驗。

1.3 試驗方法及參數(shù)

本文試驗?zāi)坑袃蓚€：一是考察預(yù)先的腐蝕作用對導(dǎo)線疲勞壽命的影響，分析不同腐蝕程度導(dǎo)線的壽命。預(yù)先的腐蝕作用是指對導(dǎo)線先進行15 d和30 d的腐蝕作用，再將導(dǎo)線放入試驗裝置進行疲勞試驗。通過控制腐蝕時長來設(shè)置兩種不同的腐蝕程度。二是考察腐蝕介質(zhì)和疲勞荷載耦合(以下簡稱腐蝕疲勞耦合)作用下，腐蝕溶液的濃度、pH值對導(dǎo)線壽命的影響。通過比較預(yù)先腐蝕、腐蝕疲勞耦合這兩種不同作用方式下導(dǎo)線的壽命，分析耦合效應(yīng)對導(dǎo)線力學(xué)性能劣化的促進作用。

為了實現(xiàn)腐蝕介質(zhì)和疲勞荷載對導(dǎo)線的耦合作用，在對各根導(dǎo)線同步施加單軸疲勞拉伸荷載的同時，采用液滴法將一定濃度和pH值的腐蝕溶液滴在各根導(dǎo)線表面以模擬腐蝕介質(zhì)對導(dǎo)線的作用。在腐蝕導(dǎo)線的過程中，通過初步試驗發(fā)現(xiàn)，滴注后約1 h紗布表面濕度開始發(fā)生顯著變化，約8 h后紗布內(nèi)水分基本蒸干。因此，為了保證腐蝕溶液對導(dǎo)線侵蝕的連續(xù)性，以10 min的間隔將腐蝕溶液滴在包裹著導(dǎo)線的棉花或紗布上，腐蝕溶液在棉花、紗布纖維中快速擴散，使得導(dǎo)線表面與腐蝕介質(zhì)充分接觸，實現(xiàn)導(dǎo)線的加速腐蝕[17]。4種腐蝕溶液分別為0.5%的NaCl溶液(pH值為7)、0.5%的NaCl溶液(pH值為3)、3.5%的NaCl溶液(pH值為7)和3.5%的NaCl溶液(pH值為3)，溶液的pH值通過乙酸和氫氧化鈉調(diào)整，用精度為0.1的精密pH試紙測定pH值。

在應(yīng)力比一定的前提下，選擇不同的應(yīng)力范圍對導(dǎo)線進行疲勞試驗，獲得導(dǎo)線試樣在不同應(yīng)力范圍下的疲勞壽命。以應(yīng)力范圍S為縱坐標(biāo)、疲勞壽命(以循環(huán)次數(shù)N表示)為橫坐標(biāo)繪制S-N曲線，S-N曲線能反映導(dǎo)線的疲勞性能。試驗共分為A～G 7組，工況分別為無腐蝕的疲勞加載、腐蝕疲勞耦合(pH值為7，3.5%NaCl溶液)、腐蝕疲勞耦合(pH值為3，3.5%NaCl溶液)、腐蝕疲勞耦合(pH值為7，0.5%NaCl溶液)、腐蝕疲勞耦合(pH值為3，0.5%NaCl溶液)、預(yù)腐蝕15 d后進行疲勞試驗、預(yù)腐蝕30 d后進行疲勞試驗。

試驗在室溫下進行，加載波形為正弦波，加載頻率為0.5 Hz，設(shè)計的疲勞荷載參數(shù)如表1所示。其中

S=σmax-σminσm=(σmax+σmin)/2Ra=σmin/σmax

(1)

式中：σmax——最大應(yīng)力；σmin——最小應(yīng)力；σm——應(yīng)力均值；Ra——應(yīng)力比。

表1 疲勞荷載參數(shù)

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 疲勞試驗結(jié)果

表2為試驗得到的7組導(dǎo)線在4種應(yīng)力范圍下的疲勞壽命。由表2可以看出，當(dāng)應(yīng)力范圍等于720 MPa>時，7組導(dǎo)線疲勞壽命在103數(shù)量級。隨著S的減小，腐蝕介質(zhì)作用時間逐漸變長，各組疲勞壽命的差異越來越大，當(dāng)應(yīng)力范圍降至480 MPa、360 MPa時，B～G組導(dǎo)線的壽命與A組相比呈現(xiàn)出不同程度的差異，這種差異可以反映腐蝕條件對含缺口導(dǎo)線疲勞壽命的影響。

表2 導(dǎo)線的疲勞壽命

圖6為A～E組不同腐蝕介質(zhì)下導(dǎo)線的S-N曲線，圖7為A組、F組和G組導(dǎo)線的S-N曲線。離散的點為試驗數(shù)據(jù)，曲線是依據(jù)試驗數(shù)據(jù)并利用MATLAB擬合工具箱擬合得到的冪函數(shù)曲線。

圖6 不同腐蝕介質(zhì)下導(dǎo)線的S-N曲線Fig.6 S-N curves of wires subjected to different corrosive medium

圖7 無腐蝕和預(yù)腐蝕導(dǎo)線的S-N曲線Fig.7 S-N curves of non-corroded and corroded wires

2.2 試驗結(jié)果分析

2.2.1 腐蝕疲勞耦合工況下溶液pH值對導(dǎo)線壽命的影響

從圖6可以看出，相同應(yīng)力范圍下，A組導(dǎo)線疲勞壽命最長，其次為B組導(dǎo)線，E組導(dǎo)線疲勞壽命最短，即隨著腐蝕溶液酸性的增強，導(dǎo)線的疲勞壽命縮短。當(dāng)應(yīng)力范圍較大時，三者疲勞壽命差別相對較小。隨著應(yīng)力范圍的減小，腐蝕介質(zhì)作用時間逐漸增加，導(dǎo)線疲勞壽命的差別越來越大。圖6中應(yīng)力范圍等于360 MPa時，B組導(dǎo)線疲勞壽命較A組導(dǎo)線縮短了16%，而C組導(dǎo)線疲勞壽命較A組縮短了26%。當(dāng)應(yīng)力范圍等于360 MPa時，D組和E組導(dǎo)線的疲勞壽命較A組分別縮短了17%和36%。

2.2.2 腐蝕疲勞耦合工況下溶液濃度對導(dǎo)線疲勞壽命的影響

從圖6還可以看出，相同應(yīng)力范圍下，A組導(dǎo)線疲勞壽命最長；當(dāng)腐蝕溶液的pH值相同時，受質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0.5%的NaCl作用的導(dǎo)線疲勞壽命最短?？梢钥闯?，當(dāng)腐蝕溶液濃度增加時，導(dǎo)線疲勞壽命并不會縮短，即溶液濃度與疲勞壽命并不呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)關(guān)系。究其原因，可能是氯離子濃度過高，抑制了溶液中氧的溶解及擴散，使溶液對導(dǎo)線的腐蝕作用減弱所致。當(dāng)應(yīng)力范圍為360 MPa時，B組和D組導(dǎo)線的疲勞壽命較A組導(dǎo)線皆縮短了16%。當(dāng)應(yīng)力范圍為360 MPa，且腐蝕溶液pH值為3時，C組和E組導(dǎo)線的疲勞壽命較A組導(dǎo)線分別縮短了26%和36%。

2.2.3 預(yù)腐蝕工況下腐蝕程度對導(dǎo)線疲勞壽命的影響

從圖7可以看到，相同應(yīng)力范圍下，A組導(dǎo)線疲勞壽命最長，其次為F組導(dǎo)線，G組導(dǎo)線最短。隨著腐蝕程度的增大，導(dǎo)線疲勞壽命縮短。圖7中應(yīng)力范圍為360 MPa時，F(xiàn)組導(dǎo)線、G組導(dǎo)線的疲勞壽命較A組導(dǎo)線分別縮短了20%和36%。

2.2.4 溶液濃度、pH值對導(dǎo)線疲勞壽命的影響權(quán)重

從圖6可以看出，隨著溶液酸性的增強，曲線向左移動的幅度大于其隨濃度變化時所移動的幅度。為了進一步量化二者影響的權(quán)重大小，根據(jù)試驗所得結(jié)果進行數(shù)據(jù)分析，考察二者在正交表中的極差，確定兩因子對疲勞壽命的影響幅度。

表3為正交表，其中Ⅰ、Ⅱ分別為各對應(yīng)列(因子)上1、2水平效應(yīng)的值，其中Ⅰi(Ⅱi)表示第i列上對應(yīng)水平1(2)的數(shù)據(jù)和，可得到K1、K2為水平1、2數(shù)據(jù)的綜合平均，即Ⅰ水平1、2的重復(fù)次數(shù)。設(shè)RAN為極差，表示因子對結(jié)果的影響幅度。將本文應(yīng)力范圍為360 MPa的試驗數(shù)據(jù)代入正交表，計算出RAN1(pH)=6 501，RAN2(濃度)=2 260(RAN1為腐蝕溶液pH值由7變?yōu)?的極差，RAN2為腐蝕溶液氯離子質(zhì)量分?jǐn)?shù)由0.5%變?yōu)?.5%的極差)得到RAN1>RAN2，故pH值對疲勞壽命的影響權(quán)重更大。

表3 正交表

2.2.5 腐蝕疲勞作用方式對導(dǎo)線疲勞壽命的影響

從圖6和圖7可以看到，兩種作用方式下導(dǎo)線的疲勞壽命相差不大，但預(yù)腐蝕作用的導(dǎo)線比腐蝕疲勞耦合作用下的導(dǎo)線多腐蝕了15 d和30 d。在開展疲勞試驗之前觀測預(yù)腐蝕的導(dǎo)線，其表面腐蝕程度遠(yuǎn)大于腐蝕疲勞耦合作用下的導(dǎo)線，說明腐蝕單獨作用對導(dǎo)線疲勞壽命的影響較小，但伴隨著疲勞荷載的施加，兩者的共同作用會嚴(yán)重影響導(dǎo)線的疲勞性能，腐蝕疲勞耦合作用對導(dǎo)線破壞的促進作用遠(yuǎn)超過單一因素對導(dǎo)線破壞的影響。

2.2.6 各腐蝕條件下導(dǎo)線S-N曲線擬合公式

疲勞壽命一般由試驗得到的S-N曲線方程確定。大量試驗證明，等幅荷載下構(gòu)件的疲勞壽命與應(yīng)力范圍在雙對數(shù)坐標(biāo)下符合線性規(guī)律。

S-N曲線的經(jīng)驗方程一般常采用冪函數(shù)公式：

SmN=C

(2)

式中：m、C——測試的疲勞壽命所擬合得到的參數(shù)。兩邊取對數(shù)，可得到：

lgN=lgC-mlgS

(3)

對以上各組試驗條件下的lgN-lgS曲線進行擬合，得到A～G組試件的對數(shù)S-N曲線及線性相關(guān)系數(shù)如下：

A組 lgN=14.18-3.741lgS(R=0.996 7)

(4)

B組 lgN=14.08-3.732lgS(R=0.996 5)

(5)

C組 lgN=15.00-4.115lgS(R=0.987 1)

(6)

D組 lgN=14.78-4.005lgS(R=0.999 4)

(7)

E組 lgN=15.52-4.347lgS(R=0.982 6)

(8)

F組 lgN=14.31-3.830lgS(R=0.998 8)

(9)

G組 lgN=15.95-4.511lgS(R=0.982 8)

(10)

式中：R——相關(guān)系數(shù)?？梢钥闯觯珹～G組試件lgN-lgS關(guān)系擬合公式的線性相關(guān)系數(shù)均接近1。相關(guān)系數(shù)越接近1，線性相關(guān)性越好，說明擬合的直線誤差越小，由此可知電力導(dǎo)線疲勞應(yīng)力范圍與疲勞壽命在雙對數(shù)坐標(biāo)下保持良好的線性關(guān)系，不同的曲線斜率反映了不同環(huán)境條件下導(dǎo)線腐蝕疲勞特性的不同。

3 結(jié) 論

a.隨著疲勞荷載應(yīng)力范圍的增大，導(dǎo)線疲勞壽命均顯著降低，且導(dǎo)線在預(yù)腐蝕、腐蝕疲勞耦合作用下的疲勞壽命皆比空氣中顯著降低。對比兩種作用方式下的試驗結(jié)果，腐蝕疲勞耦合作用對導(dǎo)線破壞的促進作用遠(yuǎn)超過疲勞和腐蝕單一作用。

b.腐蝕疲勞耦合作用下，導(dǎo)線疲勞壽命隨著腐蝕溶液酸性的增強而降低，隨著腐蝕溶液濃度的升高而降低。后者可能是由于腐蝕溶液中較高濃度的氯離子對氧的擴散起到了一定的抑制作用。預(yù)腐蝕作用下，導(dǎo)線疲勞壽命隨著腐蝕程度的加強而降低。以應(yīng)力范圍等于360 MPa為例，隨著pH值從7變?yōu)?，導(dǎo)線疲勞壽命縮短了近20%；Nacl質(zhì)量分?jǐn)?shù)從3.5%變?yōu)?.5%時，導(dǎo)線疲勞壽命縮短了約10%。導(dǎo)線若預(yù)腐蝕的時間多出15 d會使其疲勞壽命縮短約15%。

c.依據(jù)試驗數(shù)據(jù)并利用正交表得到腐蝕疲勞耦合作用下溶液pH值和濃度對導(dǎo)線疲勞壽命的影響權(quán)重RAN1和RAN2，得RAN1>RAN2，所以在本文試驗條件下pH值對導(dǎo)線疲勞壽命的影響權(quán)重更大。