輸電線路接續(xù)管管線接頭斷線熱-力特性分析及金相檢測

張仁奇，祝賀,廖漢梁，陶盈，鄭亞松

(1.貴州電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，貴州 貴陽 550000；2.東北電力大學(xué)，吉林 吉林 132000)

架空輸電導(dǎo)線管線接頭斷線原因長期以來受到國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注,接續(xù)管與導(dǎo)線在運(yùn)行過程中難免出現(xiàn)一些潛伏性故障，甚至產(chǎn)生絕緣擊穿爆炸嚴(yán)重事故[1-3]。接續(xù)管管線接頭斷線過程中伴隨著能量損耗以及產(chǎn)生的熱-力特性變化；接續(xù)管管線接頭斷線除了能引起局部放電外，還有可能引起過熱或者應(yīng)力集中等其他表現(xiàn)形式。若能對輸電線路接續(xù)管管線接頭進(jìn)行熱-力性能研究，獲得導(dǎo)線接續(xù)管接頭熱-力特性參數(shù)，就能為接續(xù)管管線接頭壓接缺陷的分析以及斷線原因檢測提供重要的理論依據(jù)和數(shù)據(jù)支持，提高輸電導(dǎo)線接續(xù)管在電網(wǎng)中的安全運(yùn)行程度。

線路運(yùn)行時(shí)，導(dǎo)線與接續(xù)管表面發(fā)生氧化，使接觸電阻增大，產(chǎn)生焦耳熱，導(dǎo)線和接續(xù)管受熱膨脹，接觸壓力降低，接觸電阻進(jìn)一步增大，接續(xù)管溫度不斷升高[4-6]。導(dǎo)線接續(xù)管金屬表面的非光滑接觸，導(dǎo)致導(dǎo)線產(chǎn)生熱疲勞損傷從而引起斷線[7-10]。文獻(xiàn)[11-15]對粗糙表面Weierstrass-Mandelbrot分形函數(shù)模擬進(jìn)行了深入研究，得到微凸起由彈性向塑性過渡的變形機(jī)制，并進(jìn)行了修正。在導(dǎo)線接續(xù)管溫度模型構(gòu)建方面，國際電工委員會(international electrotechnical commission，IEC)及國際電工電子工程師協(xié)會(institute of electrical and electronics engineers，IEEE)[16-17]建立了標(biāo)準(zhǔn)導(dǎo)線電流計(jì)算模型，研究導(dǎo)線電流與溫度的計(jì)算關(guān)系式，并能夠在導(dǎo)線溫升達(dá)到穩(wěn)態(tài)條件下計(jì)算電流與溫度的關(guān)系。

文獻(xiàn)[18-20]根據(jù)熱電類比理論，將電路中的基本定律類比用于熱路分析中，將熱學(xué)問題轉(zhuǎn)換為電學(xué)問題求解，并以熱源為核心建立熱路模型熱路理論。目前對導(dǎo)線接續(xù)管斷線接頭運(yùn)行特性分析研究主要存在以下問題：①僅注重線夾的出口端，忽略了導(dǎo)線與接續(xù)管斷線接頭處的影響；②僅注重導(dǎo)線接續(xù)管發(fā)熱后的影響結(jié)果，未考慮導(dǎo)線鋼芯裸露段和接續(xù)管鋼與鋁接續(xù)段間接觸表面接觸電阻的影響。為解決以上問題，本文對導(dǎo)線接續(xù)管斷線原因進(jìn)行深度分析，研究導(dǎo)線接續(xù)管斷線接頭運(yùn)行特性，計(jì)算鋼芯鋁絞線鋼芯抗拉強(qiáng)度，分析鋼芯裸露段發(fā)熱和鋼芯鋼接續(xù)管熱力學(xué)特性，得到不同時(shí)間段溫度負(fù)荷曲線，并進(jìn)行累計(jì)計(jì)算；最后對鋼芯裸露段進(jìn)行金相檢測，檢測結(jié)果證明，鋼芯裸露段被拉斷前，曾在532 ℃以上運(yùn)行一段時(shí)間。

1 接續(xù)管管線斷線接頭宏觀檢查

本文所用接續(xù)管管線斷線接頭位于貴州省貴陽市220 kV威高I回新建P4-原216檔A相絕緣子附近。斷線接頭為YJ-300/40全張力接續(xù)管液壓接頭，連接小號側(cè)JL/LB20A-300/40鋁包鋼絞線與大號側(cè)LGJ-300/40鋼芯鋁絞線。該斷線接頭已散落到地上，JL/LB20A-300/40鋁包鋼絞線尚與壓接鋼接續(xù)管連接，鋼芯斷于壓接鋼接續(xù)管大號側(cè)端部外20 mm處，壓接鋼接續(xù)管長度為290 mm，鋼接續(xù)管外徑為16 mm，接續(xù)管內(nèi)徑為8.7 mm，壓接鋼接續(xù)管顏色呈褐色，鋼芯斷線處有明顯頸縮，壓接鋼接續(xù)管呈略彎曲狀；鋁接續(xù)管單獨(dú)脫落在地上且未壓接。斷線接頭照片如圖1所示。

圖1中，壓接鋼接續(xù)管兩端鋼芯裸露段長度為20 mm，鋼芯截面積為38.9 mm2。小號側(cè)鋼芯裸露段顏色呈亮銀色，未見明顯變色(鋼芯為鋁包鋼絞線)。斷裂處為鋼芯鋁絞線段鋼芯，鋼芯裸露段顏色呈褐色，斷口較平整無尖刺，端部呈拉長且坍縮狀。導(dǎo)線插入鋁接續(xù)管長度為192 mm，端頭部

圖1 斷線接頭Fig.1 Photo of broken wire connector

分鋁絞線呈棕綠色(為導(dǎo)電脂碳化所致)，發(fā)生變色導(dǎo)線距端部280 mm，導(dǎo)線表面有部分黑色燒蝕痕跡，導(dǎo)線插入段部分松散。大號側(cè)導(dǎo)線變色部位照片如圖2所示，鋁接續(xù)管未見有明顯燒蝕痕跡。

圖2 大號側(cè)導(dǎo)線變色部位照片F(xiàn)ig.2 Photo of discoloration part of large side conductor

由圖2可見，鋁接續(xù)管未見有明顯燒蝕痕跡。對斷線接頭接續(xù)的LGJ-300/40鋼芯鋁絞線進(jìn)行取樣，由貴州電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院環(huán)保及材料技術(shù)研究中心進(jìn)行鋼絲抗拉強(qiáng)度檢測，檢測結(jié)果見表1。檢測的LGJ-300/40鋼芯鋁絞線鋼芯鋼絲抗拉強(qiáng)度符合國家標(biāo)準(zhǔn)，鋼絲實(shí)測抗拉強(qiáng)度最小值為1 640.9 MPa。

表1 鋼芯拉伸試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Steel core tensile test results

2 接續(xù)管管線接頭斷線熱-力特性分析

對接續(xù)管管線斷線接頭進(jìn)行宏觀檢查，結(jié)果驗(yàn)證了鋼芯鋁絞線抗拉強(qiáng)度符合標(biāo)準(zhǔn)。為進(jìn)一步分析導(dǎo)線接續(xù)管斷線原因，需考慮接續(xù)管管線接頭在運(yùn)行過程中的熱-力分布特性對斷線的影響。

2.1 接續(xù)管管線接頭結(jié)構(gòu)

斷線接頭為液壓接續(xù)管接續(xù)接頭，斷線接頭示意圖如圖3所示。由于鋁接續(xù)管未壓接，并且鋁包鋼鋁絞線和鋼芯鋁絞線的接頭部分均涂有導(dǎo)電脂，可以認(rèn)為絕大部分電流均通過鋼芯和壓接鋼接續(xù)管。鋼芯裸露段和壓接鋼芯接續(xù)管與鋁接續(xù)管之間的空氣被密閉不流通，空氣起到隔熱作用，鋼芯裸露段和壓接鋼接續(xù)管與鋁接續(xù)管之間的熱傳導(dǎo)很小，可以忽略不計(jì)。

圖3 斷線接頭示意圖Fig.3 Schematic diagram of broken wire connector

鋁包鋼芯鋁絞線和鋼芯鋁絞線的外層鋁絞線與鋁接續(xù)管接觸面積很小，很難評估，導(dǎo)線主要通過導(dǎo)線的鋁絞線向鋁接續(xù)管外空氣對流散熱，鋼芯裸露段和壓接鋼接續(xù)管的熱量在鋁接續(xù)管內(nèi)主要通過導(dǎo)線鋁絞線傳導(dǎo)到管外段。

2.2 接續(xù)管導(dǎo)線鋼芯計(jì)算破斷拉力分析

根據(jù)GB 1179—83《鋁絞線及鋼芯鋁絞線》附錄A，鋁絞線及鋼絞線的計(jì)算拉斷力

PB=anasafa+ngs1%fg.

(1)

式中：a為鋁線的強(qiáng)度損失系數(shù)，37股及以下的鋁絞線取0.95，337股以上的鋁絞線取0.90，各種鋼芯鋁絞線取1.0；na為鋁線根數(shù)；sa為絞前鋁線抗拉強(qiáng)度最小值，單位MPa，參見GB 3955—83《電工圓鋁線》；fa為鋁線截面積，單位mm2；ng為鋼絲根數(shù)；s1%為鋼絲伸長1%的應(yīng)力，單位MPa，參見GB 3428—82《鋼芯鋁絞線用鍍鋅鋼絲》；fg為鋼絲截面積，單位mm2。

對于鋼芯鋁絞線，鋁絞線部分的計(jì)算破斷拉力

PBa=anasafa,

(2)

鋼芯部分的計(jì)算破斷拉力

PBg=ngs1%fg.

(3)

經(jīng)過計(jì)算，LGJ-300/40鋼芯鋁絞線鋼芯標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算破斷拉力為44 346 N。貴州電網(wǎng)貴陽市輸電運(yùn)行檢修分公司向220kV威高I回遷改工程設(shè)計(jì)單位咨詢，發(fā)生斷線故障的新建P4-原216檔最大使用張力為35 002 N，最大使用張力是鋼芯標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算破斷拉力的0.79倍。用斷線的LGJ-300/40鋼芯鋁絞線的鋼芯鋼絲抗拉強(qiáng)度實(shí)測值進(jìn)行計(jì)算，最大使用張力是鋼芯實(shí)測計(jì)算破斷拉力的0.55倍。根據(jù)文獻(xiàn)[21]鐵基材料和非鐵基材料的屈服強(qiáng)度表，碳鋼的抗拉強(qiáng)度隨著溫度升高而降低，利用插值計(jì)算可求出：當(dāng)溫度升高到468.48 ℃時(shí)，碳鋼抗拉強(qiáng)度將降至常溫抗拉強(qiáng)度的0.79倍；當(dāng)溫度升高到538 ℃時(shí)，碳鋼抗拉強(qiáng)度將降至常溫下的0.576倍。

3 接續(xù)管管線接頭斷線熱-力分析

在對斷線接頭進(jìn)行熱力學(xué)分析后，得到接續(xù)管管線接頭斷線熱-力特性參數(shù)。由于該線路在不同時(shí)間段的溫度分布特性存在較大差異，需對差異時(shí)間段內(nèi)接續(xù)管管線接頭斷線溫度負(fù)荷曲線進(jìn)行累計(jì)計(jì)算[22-24]。

3.1 接續(xù)管管線接頭斷線熱-力計(jì)算公式

鋼芯鋁絞線插入鋁接續(xù)管段電阻相對鋼芯電阻很小，為了方便分析，該管段發(fā)熱量忽略不計(jì)，僅對鋼芯裸露段發(fā)熱和鋼芯鋼接續(xù)管發(fā)熱進(jìn)行分析。根據(jù)接續(xù)管管線接頭處的結(jié)構(gòu)分析可知：導(dǎo)線主要通過導(dǎo)線的鋁絞線向鋁接續(xù)管外空氣對流散熱，鋼芯裸露段和壓接鋼接續(xù)管的熱量在鋁接續(xù)管內(nèi)主要通過導(dǎo)線鋁絞線傳導(dǎo)到管外段。

鋼芯鋁絞線運(yùn)行時(shí)，鋼芯裸露段與鋼芯鋼接續(xù)管段發(fā)熱量

Qfew=I2RfewΔT.

(4)

式中：I為鋼芯電流，單位A；Rfew為鋼芯裸露段電阻，單位Ω；ΔT為時(shí)間，單位s。

鋼芯裸露段向鋼芯接續(xù)管傳導(dǎo)的熱量

(5)

式中：kfe為鋼導(dǎo)熱系數(shù)，取50 W/(mK)；Afew為鋼芯裸露段截面積，單位m2；tfew為鋼芯裸露段溫度，單位K；tfeg為鋼芯接續(xù)管溫度，單位K；Lfeg為鋼芯裸露段向鋼芯接續(xù)管熱傳導(dǎo)到與鋼芯接續(xù)管等溫的鋼芯長度，單位m。

鋼芯裸露段溫升

(6)

式中：Qfewal為鋼芯裸露段向鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線傳導(dǎo)的熱量，單位J；Qfewair為鋼芯裸露段向鋁接續(xù)管傳導(dǎo)的熱量，單位J；Cfe為鋼比熱，取450 J/(kg℃)；mfew為鋼芯裸露段質(zhì)量，單位kg。

鋼芯裸露段向鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線傳導(dǎo)的熱量

(7)

式中：tfeal為鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線溫度，單位K；Lfeal為鋼芯裸露段向鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線熱傳導(dǎo)到與鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線等溫的鋼芯長度，單位m。

鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線向鋁接續(xù)管外鋼芯鋁絞線傳導(dǎo)的熱量

(8)

式中：λ為鋁接續(xù)管散熱系數(shù)；ka1為鋁導(dǎo)熱系數(shù)，取226 W/(mK)；Aa1為鋼芯鋁絞線鋁計(jì)算截面積，單位m2；ta1為鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線溫度，單位K；tair為鋁接續(xù)管外鋼芯鋁絞線遠(yuǎn)端溫度，取273 K+25 K=298 K；La1為鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線向鋁接續(xù)管外鋼芯鋁絞線熱傳導(dǎo)到與空氣等溫的鋼芯鋁絞線長度，單位m。

3.2 接續(xù)管管線接頭斷線溫升過程計(jì)算分析

根據(jù)貴州電網(wǎng)有限責(zé)任公司系統(tǒng)運(yùn)行部提供的2021年8月25日220 kV威高I回負(fù)荷曲線，對不同時(shí)間段鋼芯裸露段、鋼芯接續(xù)管段、鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線、鋼芯裸露段鋁接續(xù)管溫度進(jìn)行計(jì)算，從曲線中提取不同計(jì)算采樣點(diǎn)的有功功率值作為初始條件施加，每2個(gè)計(jì)算采樣點(diǎn)進(jìn)行直線擬合處理，共擬合為A、B、C、D、E、F、G、H段負(fù)荷直線，A段起始溫度假設(shè)為25 ℃,以后段進(jìn)行累計(jì)計(jì)算。A(05:45—09:15)、B(09:15—09:50)、C(09:50—10:00)、D(10:00—10:15)、E(10:15—10:40)、F(10:40—10:55)、G(10:55—11:15)、H(11:15—12:05)時(shí)間段鋼芯接續(xù)管段、鋼芯裸露段、鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線、鋼芯裸露段鋁接續(xù)管溫度曲線如圖4所示。

由圖4(a)—(d)可知，在A—D時(shí)間段內(nèi)，鋼芯裸露段溫度呈先上升后下降再上升的趨勢，在10:00時(shí)達(dá)到該段最低溫度192.95 ℃，在10:15時(shí)達(dá)到最高溫度324.29 ℃。

鋼芯接續(xù)管段溫度呈持續(xù)上升趨勢，在10:15時(shí)達(dá)到最高溫度157.40 ℃。如果考慮鋁接續(xù)管內(nèi)空氣的熱傳導(dǎo)散熱，220 kV威高I回新建P4-原216檔A相導(dǎo)線接頭可以在200 A下長期運(yùn)行，但紅外線測溫會發(fā)現(xiàn)接頭發(fā)熱超標(biāo)。

由圖4(e)—(h)可知，在E—H時(shí)間段內(nèi)，鋼芯裸露段溫度呈先下降后上升的趨勢，在10:40時(shí)達(dá)到最低溫度314.94 ℃,在12:05時(shí)達(dá)到最高溫度539.88 ℃。

鋼芯接續(xù)管段溫度呈上升趨勢，在12:05時(shí)達(dá)到最高溫度318.62 ℃。由圖4可知：裸露段鋼芯實(shí)測計(jì)算破斷拉力小于最大使用張力(35 002 N)，鋼芯被拉斷，鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線溫度為298 ℃，鋁絞線上的導(dǎo)電脂被碳化。

在接續(xù)管管線斷線接頭運(yùn)行過程中，不同時(shí)間段的溫度負(fù)荷存在差異，從總體來看，鋼芯裸露段溫度呈先下降后上升的趨勢，鋼芯接續(xù)管段溫度呈上升趨勢。由圖4可知，導(dǎo)線電流引起接續(xù)管發(fā)熱將影響鋼芯計(jì)算破斷拉力，從而影響導(dǎo)線接續(xù)管的力學(xué)特性；在不同時(shí)間段內(nèi)，導(dǎo)線鋼芯計(jì)算破斷拉力存在差異將影響接續(xù)管熱荷載可循環(huán)次數(shù)，在此時(shí)間段內(nèi)導(dǎo)線處于低拉力情況，接續(xù)管管身整體損傷程度低且較為安全，僅在壓接區(qū)末端有輕微損傷。在E—H時(shí)間段內(nèi)，導(dǎo)線處于中等拉力情況下，接續(xù)管壓接區(qū)熱荷載可循環(huán)次數(shù)存在較大起伏，損傷在壓接區(qū)范圍內(nèi)開始逐漸升高，較易疲勞從而引起失效斷裂。

4 接續(xù)管管線接頭斷線鋼芯金相檢測

導(dǎo)線接續(xù)管長期運(yùn)行后部分材料的微觀組織會發(fā)生變化，從而引起部件宏觀性能降低，金相檢測接續(xù)管管線接頭各位置處的微觀組織劣化特征可以有效地反映金屬材料在使用過程中發(fā)生的變化，從而進(jìn)一步研究接續(xù)管管線接頭斷線熱-力特性[22]。

從鋼芯端頭取3個(gè)金相樣，從距斷線接頭1 m的導(dǎo)線鋼芯上取4個(gè)金相樣，經(jīng)常溫鑲嵌制樣，使用掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope，SEM)掃描接續(xù)管管體及導(dǎo)線鋼芯拉斷處金相裂縫長度，觀察裂紋情況并記錄。導(dǎo)線鋼芯拉斷處金相取樣如圖5所示，斷線處接續(xù)管管體金相SEM分析、斷線處接續(xù)管管口SEM分析分別如圖6(a)、圖6(b)所示。

圖5 鋼芯金相取樣Fig.5 Metallographic sampling of steel core

圖6 距斷線接頭1米處接續(xù)管金相SEM分析Fig.6 SEM analysis of connecting pipe body 1 m away from broken wire joint

由圖6(a)可見，斷線處接續(xù)管管體及斷線接頭處未出現(xiàn)明顯的損傷，管口絞線表面萌生磨損，出現(xiàn)細(xì)微的裂紋源，隨著載荷循環(huán)，裂紋源將萌生裂紋，出現(xiàn)損傷現(xiàn)象。

如圖6(b)，斷線處接續(xù)管管口出現(xiàn)明顯的裂紋，接續(xù)管管體沒有明顯的損傷，此時(shí)裂紋長度接近1 mm，接續(xù)管管口處裂紋源明顯斷裂，并出現(xiàn)了2個(gè)放射區(qū)，隨著載荷循環(huán)，放射區(qū)將形成放射線，加速結(jié)構(gòu)的疲勞損傷，形成新的斷裂紋。

對導(dǎo)線鋼芯拉斷處金相、距斷線接頭1 m處鋼芯金相進(jìn)行分析，分別如圖7、圖8所示。

圖7的拍照倍數(shù)為1 000，金相組織為索氏體，裂紋區(qū)深度加深，裂紋長度加長，裂紋擴(kuò)展速度加快，長度達(dá)到8 mm，垂度上下表面單個(gè)絞線出現(xiàn)了完全斷裂，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性差，放射條紋較短且細(xì)，斷裂韌窩大小不等，結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)韌性斷裂。

圖7 鋼芯拉斷處金相SEM分析Fig.7 Metallographic SEM analysis of steel core tensile fracture

圖8的拍照倍數(shù)為1 000，絞線基本斷裂，裂紋斷口呈現(xiàn)不規(guī)則狀，斷口中心呈現(xiàn)纖維區(qū)，斷口邊緣出現(xiàn)剪切唇及放射區(qū)，以及不規(guī)則的放射線和細(xì)微的微孔；此時(shí)結(jié)構(gòu)完全破壞，為裂紋擴(kuò)展到中心的韌性破壞。

圖8 距斷線接頭1 m處鋼芯金相SEM掃面圖Fig.8 Metallographic SEM scanning of steel core 1 m away from the broken wire joint

由圖7、圖8可知，斷線接頭處鋼芯的金相組織中碳化物由片狀分布收縮為顆粒帶狀分布，碳化物與鐵素體界面模糊，可得出斷線接頭鋼芯的冷拉鋼絲金相組織已經(jīng)回復(fù)，由于鋼的熔點(diǎn)為1 520 ℃，鋼芯的金相組織回復(fù)時(shí)溫度為532 ℃，因此斷線接頭鋼芯裸露段拉斷前曾在此高溫區(qū)間內(nèi)運(yùn)行一段時(shí)間。

5 結(jié)論

為研究輸電線路接續(xù)管管線接頭斷線熱-力特性，以220 kV威高I回新建P4-原216檔A相導(dǎo)線為研究對象，根據(jù)鋼芯鋁絞線鋼絲拉伸試驗(yàn)測得抗拉強(qiáng)度，然后進(jìn)行不同時(shí)間段溫度負(fù)荷曲線計(jì)算，最后進(jìn)行斷線接頭鋼芯的金相檢測試驗(yàn)，主要結(jié)論如下：

a)通過對鋼芯鋁絞線鋼絲拉伸試驗(yàn)測得的抗拉強(qiáng)度分析，斷線處接頭的最大使用張力較標(biāo)準(zhǔn)計(jì)算破斷拉力較小，鋼芯鋼接續(xù)管壓接導(dǎo)致整根導(dǎo)線張力由鋼芯承擔(dān)，碳鋼有抗拉強(qiáng)度隨著溫度升高而降低的特性，鋼芯鋁絞線鋼芯抗拉強(qiáng)度符合國家標(biāo)準(zhǔn)。

b)在不同時(shí)間段條件下，鋼芯接續(xù)管斷線接頭的溫度呈現(xiàn)不同的變化趨勢，在A(05:45—09:15)至D(10:00—10:15)時(shí)間段內(nèi)鋼芯裸露段溫度呈先上升后下降再上升的趨勢，在10:00時(shí)達(dá)到最低溫度192.95 ℃，在10:15時(shí)達(dá)到最高溫度324.29 ℃。

c)導(dǎo)線電流引起接續(xù)管發(fā)熱將影響鋼芯計(jì)算破斷拉力，從而裸露段鋼芯實(shí)測計(jì)算破斷拉力小于最大使用張力，鋼芯被拉斷，鋁接續(xù)管內(nèi)鋼芯鋁絞線上的導(dǎo)電脂被碳化。

d)鋼芯裸露段金相檢測證明：接續(xù)管管體及斷線接頭斷裂過程中先后出現(xiàn)斷裂源、纖維區(qū)、剪切唇、韌窩、放射區(qū)、放射線等現(xiàn)象，裂紋區(qū)深度加深，裂紋長度加長，裂紋擴(kuò)展速度加快，長度達(dá)到8 mm；絞線斷裂屬于結(jié)構(gòu)韌性斷裂，斷口不規(guī)整，呈現(xiàn)出不規(guī)則的放射線及大小不等的韌窩，鋼芯裸露段被拉斷之前，曾在532～1 520 ℃高溫區(qū)間內(nèi)運(yùn)行一段時(shí)間。