500 kV 输电线路耐张线夹钢锚断裂分析 sup ① _sup _徐望圣.pdf

５００ ｋＶ 输电线路耐张线夹钢锚断裂分析 ① 徐望圣１， 孙志林１， 谢 亿２， 陈亮平３， 何朋非３ （１．中国南方电网有限责任公司超高压输电公司贵阳局，贵州 贵阳 ５５００８１； ２．国网湖南省电力公司电力科学研究院，湖南 长沙 ４１０００７； ３．湖南省湘 电锅炉压力容器检验中心有限公司，湖南 长沙 ４１０００４） 摘 要 采用宏观检查、化学成分分析、力学性能测试、显微组织观察等方法分析了某 ５００ ｋＶ 线路耐张线夹钢锚断裂的原因。 结果 表明，钢锚断裂的原因主要是压接工艺控制不当，在第一模部位产生了应力集中；钢锚压接后加工硬化效应明显，相较压接前钢锚 硬度提高了 ７２％，达到了 ２１０ＨＢ，室温冲击韧性降低了 ５８％，为 ３１ Ｊ，致使钢锚抵御冲击载荷能力降低，最终在应力集中部位断裂。 关键词 输电线路； 耐张线夹； 钢锚； 断裂； 断口形貌； 失效分析； Ｑ２３５Ａ 中图分类号 ＴＧ１１１文献标识码 Ａｄｏｉ１０．３９６９／ ｊ．ｉｓｓｎ．０２５３-６０９９．２０２０．０２．０３５ 文章编号 ０２５３-６０９９（２０２０）０２-０１４４-０３ Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ Ｓｔｅｅｌ Ａｎｃｈｏｒ Ｆｒａｃｔｕｒｅ ｏｆ Ｔｅｎｓｉｏｎ Ｓｔｒａｉｎ Ｃｌａｍｐ ｏｎ ５００ ｋＶ Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ Ｌｉｎｅ ＸＵ Ｗａｎｇ-ｓｈｅｎｇ１， ＳＵＮ Ｚｈｉ-ｌｉｎ１， ＸＩＥ Ｙｉ２， ＣＨＥＮ Ｌｉａｎｇ-ｐｉｎｇ３， ＨＥ Ｐｅｎｇ-ｆｅｉ３ （１．Ｇｕｉｙａｎｇ Ｂｕｒｅａｕ， ＣＳＧ ＥＨＶ Ｐｏｗｅｒ Ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ Ｃｏｍｐａｎｙ， Ｇｕｉｙａｎｇ ５５００８１， Ｇｕｉｚｈｏｕ， Ｃｈｉｎａ； ２．Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｐｏｗｅｒ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ， Ｓｔａｔｅ Ｇｒｉｄ Ｈｕｎａｎ Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｐｏｗｅｒ Ｃｏｍｐａｎｙ， Ｃｈａｎｇｓｈａ ４１０００７， Ｈｕｎａｎ， Ｃｈｉｎａ； ３．Ｈｕｎａｎ Ｘｉａｎｇｄｉａｎ Ｂｏｉｌｅｒ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ Ｉｎｓｐｅｃｔｉｏｎ Ｃｅｎｔｅｒ Ｃｏ Ｌｔｄ， Ｃｈａｎｇｓｈａ ４１０００４， Ｈｕｎａｎ， Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ｔｈｅ ｒｅａｓｏｎｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ａｎｃｈｏｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｏｆ ｔｅｎｓｉｏｎ ｓｔｒａｉｎ ｃｌａｍｐ ｏｎ ５００ ｋＶ ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ ｌｉｎｅ ｗｅｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄ ｂｙ ｕｓｉｎｇ ｍａｃｒｏ-ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙ ｉｎｓｐｅｃｔｉｏｎ， ｃｈｅｍｉｃａｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎ ａｎａｌｙｓｉｓ， ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｔｅｓｔ ａｎｄ ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｂｓｅｒｖａｔｉｏｎ． Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ａｎ ｉｍｐｒｏｐｅｒ ｃｒａｍｐｉｎｇ ｃａｎ ｒｅｓｕｌｔ ｉｎ ｓｔｒｅｓｓ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｆｉｒｓｔ ｍｏｌｄ ｐｏｓｉｔｉｏｎ． Ｔｈｅ ｓｔｅｅｌ ａｎｃｈｏｒ ｐｒｅｓｅｎｔｓ ａｎ ｏｂｖｉｏｕｓ ｗｏｒｋ ｈａｒｄｅｎｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔ ａｆｔｅｒ ｃｒａｍｐｉｎｇ， ｗｉｔｈ ｈａｒｄｎｅｓｓ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ７２％ ｔｏ ２１０ＨＢ． Ａｎｄ ｉｔｓ ｉｍｐａｃｔ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ａｔ ｒｏｏｍ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｉｓ ｒｅｄｕｃｅｄ ｂｙ ５８％ ｔｏ ３１ Ｊ． Ｃｏｎｓｅｑｕｅｎｔｌｙ， ｔｈｅ ａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｔｅｅｌ ａｎｃｈｏｒ ｔｏ ｒｅｓｉｓｔ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｄｕｅ ｔｏ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ ｉｓ ｒｅｄｕｃｅｄ， ｌｅａｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｆｉｎａｌ ｆａｉｌｕｒｅ ｉｎ ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎ ａｒｅａ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ ｌｉｎｅ； ｔｅｎｓｉｏｎ ｓｔｒａｉｎ ｃｌａｍｐ； ｓｔｅｅｌ ａｎｃｈｏｒ； ｆｒａｃｔｕｒｅ； ｆｒａｃｔｕｒｅ ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙ； ｆａｉｌｕｒｅ ａｎａｌｙｓｉｓ； Ｑ２３５Ａ 某 ５００ ｋＶ 线路于 ２０１６ 年底进行线路改造，新安装 了一批地线耐张线夹。 ２０１９ 年 ２ 月，型号为 ＮＹ-１００．１ＧＹ 的耐张线夹（材质为 Ｑ２３５Ａ）在钢锚部位发生了断裂。 地线耐张线夹是一种将地线固定在非直线杆塔的绝缘 子上，对地线起锚固作用的电力金具。 在 ５００ ｋＶ 输电 线路中，常用的耐张线夹为液压型耐张线夹［１］，由铝 套管和钢锚组成，安装时将地线插入空心钢锚中，通过 专用液压设备和模具对钢锚进行压接，确保线夹和地 线稳固连接，施工时必须严格按照相关的压接规程执 行安装。 由于压接、腐蚀等原因，导线脱落以致线夹损 伤的案例时有发生［２-６］，但在钢锚部位发生断裂的案 例较为罕见。 为了探讨耐张线夹钢锚发生断裂的原 因，本文从断口形貌、化学成分、力学性能和金相组织 等方面进行了分析。 １ 实 验 选用断裂钢锚和同批次未压接新钢锚（以下简称 对比试样）作为试验材料，在 ＦＯＵＮＤＲＹ-ＭＡＳＴＥＲ Ｐｒｏ 型牛津全谱立式直读光谱仪上进行成分分析。 在 ＵＴＭ５１０５ 型万能材料试验机上进行室温拉伸试验，测定 其抗拉强度、屈服强度和断后伸长率。 采用 ＪＢＮ-３００ 型 冲击试验机测定室温冲击功。 采用 ＨＢ-３０００ 布氏硬度 计测定材料的布氏硬度。 在蔡司显微镜上观察金相组 织，利用 ＪＳＭ-６３６０ＬＶ 型扫描电镜观察断口原始形貌。 ①收稿日期 ２０１９-１０-２５ 作者简介 徐望圣（１９８２-），男，湖南沅江人，高级工程师，主要从事输电线路运行和维护方面的工作。 通讯作者 何朋非（１９８７-），男，湖南常德人，工程师，硕士，主要从事电网、电厂金属监督及失效分析方面的工作。 第 ４０ 卷第 ２ 期 ２０２０ 年 ０４ 月 矿矿 冶冶 工工 程程 ＭＩＮＩＮＧ ＡＮＤ ＭＥＴＡＬＬＵＲＧＩＣＡＬ ＥＮＧＩＮＥＥＲＩＮＧ Ｖｏｌ．４０ №２ Ａｐｒｉｌ ２０２０ ChaoXing ２ 实验结果及讨论 ２．１ 宏观检查 断裂钢锚弯曲明显，测量钢锚实际变形尺寸为压 接管长度的 ８．４％，远大于 ＤＬ／ Ｔ ５２８５２０１３输变电 工程架空导线及地线液压压接工艺规程 ［７］中要求的 ２％。 断口位于压接区第一模位置，在同一横截面上钢 锚压接变形量差别较大，观察 ６ 个压接面的压痕深度， 其中 ３ 个压接面压痕较浅，３ 个压接面压痕较深，最深 处深度约 ３ ｍｍ，各压接面变形形貌和断口形貌如图 １ 所示。 从断口形貌可见断面上存在明显黑色异物区， 测量该异物区深度为 ５ ｍｍ，可判定该区域为始断区； 而带有金属光泽呈亮色的区域为终断区，终断区有明 显撕裂岭，断口无明显塑性变形。 图 １ 钢锚断面压接形貌和断口形貌 （ａ） 压痕较浅面； （ｂ） 压痕较深面 在正常压接中，各压接面的压痕深度应一致，而断 裂钢锚各压接面压痕深度异常，检查结果表明压接工 艺存在问题。 断口宏观形貌显示，钢锚断裂属于典型 的脆性断裂。 ２．２ 成分分析 在断裂钢锚和对比试样的拉环部位线切割取圆柱 形样品，将切割面在金相砂纸上磨平并用酒精清洗后 进行化学成分测试，实测化学成分符合 ＧＢ／ Ｔ７００ ２００６碳素结构钢 ［８］关于 Ｑ２３５Ａ 的要求，试验结果如 表 １ 所示。 表 １ 钢锚成分（质量分数） ／ ％ 类别ＣＳｉＭｎＰＳ 标准［８］≤０．２２≤０．３５≤１．４≤０．０４５≤０．０５０ 断裂钢锚０．２１０．１７０．３３０．０２２０．００５ 对比试样０．２１０．１７０．３５０．０１４０．００８ ２．３ 力学性能分析 ２．３．１ 拉伸性能 在断裂钢锚和对比试样上沿钢锚纵向取样，测量 材料的室温拉伸性能，断裂钢锚取压接区样品。 断裂 钢锚和对比试样的力学性能如表 ２ 所示。 对比试样的 抗拉强度、屈服强度和断后伸长率均符合标准要求，而 断裂钢锚的抗拉强度、屈服强度和断后伸长率均发生 了较大变化，材料抗拉强度和屈服强度分别提高 ４５％ 和 ４１％，断后伸长率降低 ７５％，说明经过冷压后材料 强度得到了大幅提高，但塑性大幅降低。 表 ２ 钢锚力学性能结果 指标 抗拉强度 ／ ＭＰａ 屈服强度 ／ ＭＰａ 断裂伸长率 ／ ％ 冲击功 ／ Ｊ 硬度 （ＨＢ） 标准［８-９］３７０～５００≥２３５≥２６／≤１５６ 断裂钢锚６１５３８５９．０３１．０２１０ 对比试样４２５２７３３６．０７４．５１２２ ２．３．２ 冲击性能 在断裂钢锚和对比试样上沿钢锚纵向加工 ５ ｍｍ １０ ｍｍ ５５ ｍｍ 的 Ｖ 型缺口非标准试样，测量材料的 室温冲击性能，其中断裂钢锚取压接区样品。 ＧＢ／ Ｔ ７００２００６碳素结构钢对 Ｑ２３５Ａ 的冲击性能未做要 求［８］。 断裂钢锚和对比试样的冲击试验结果如表２ 所 示。 从表 ２ 结果可知，压接后的钢锚冲击韧性降低了 ５８％，为 ３１．０ Ｊ。 结合压接样品断后伸长率的实测数 据，相互验证了材料的韧性显著降低。 ２．３．３ 硬 度 在断裂钢锚和对比试样实心部位切取试样，在钢 锚横截面上测量样品硬度。 ＧＢ／ Ｔ ７００２００６碳素结 构钢 对于 Ｑ２３５Ａ 的硬度未做要求，但 ＤＬ／ Ｔ ７５７ ２００９耐张线夹 ［９］ 要求钢锚硬度不大于 １５６ＨＢ。 硬 度试验结果如表 ２ 所示。 从表 ２ 结果可知，压接后的 钢锚硬度提升了 ７２％，为 ２１０ＨＢ，远远超过标准要求。 由相关力学性能试验结果可知，钢锚在压接（冷 变形）后，材料强度显著提高，韧性显著降低。 这是因 为在金属的塑性变形过程中，金属的变形方式以滑移 为主，其本质是源源不断的位错沿着滑移面运动，从而 导致位错增殖，位错密度增加，相互间的抗力随之增 加。 随着变形抗力增大，位错运动阻力变大，位错便越 易在晶体中塞积，位错密度增加也就越快，这两者相互 作用便促使了材料强度的增加和塑性的降低。 ２．４ 金相显微组织分析 在断裂钢锚断口部位取样，在对比试样对应位置 取样，观察材料纵向金相组织，如图 ２ 所示。 材料金相 组织为铁素体＋珠光体，断裂钢锚组织形态和对比试 样相同，珠光体流线型分布，未发现异常组织。 按照 ＧＢ／ Ｔ １０５６１２００５钢中非金属夹杂物含量的测量标准 评级图显微检验法［１０］对断裂钢锚进行夹杂物评定，评 定为 １．５ 级的 Ｃ 类（硅酸盐类）夹杂，如图 ２（ｃ）所示。 ５４１第 ２ 期徐望圣等 ５００ ｋＶ 输电线路耐张线夹钢锚断裂分析 ChaoXing 图 ２ 钢锚金相组织 （ａ） 断裂钢锚； （ｂ） 对比试样； （ｃ） 断裂钢锚夹杂物 ２．５ 断口分析 ２．５．１ 原始断口 原始断口在酒精浸泡下用超声波清洗后，在扫描 电子显微镜下观察，断口微观形貌与能谱分析结果见 图 ３。 始断区依然被异物覆盖，始断区断口形貌无法 观察；始断区和终断区有明显分界面，能谱分析表明， 左侧为铁的氧化物，右侧为纯铁。 图 ３ 断口微观形貌和能谱结果 （ａ） 始断区和终断区分界面； （ｂ） 始断区能谱； （ｃ） 终断区能谱 用化学药水清洗断口表面，去除氧化皮后观察断 口原始形貌，断口表面未见明显疲劳辉纹特征，如图 ４ 所示。 断口形貌特征表明，钢锚断裂不是疲劳导致。 图 ４ 化学清洗断口后始断区微观形貌 能谱分析结果表明始断区存在氧化物，该氧化物 为断口在空气中暴露氧化所致，氧化物的存在表明始 断区在钢锚完全断裂前已开裂较长时间。 始断区可能 在材料成型或后续压接等工序中产生，但钢锚在成型 完成后，为了增加材料的抗大气腐蚀性能，增加了热浸 镀锌工艺，而在始断区的能谱检测中未发现锌元素，说 明始断区是在钢锚镀锌之后产生的，即钢锚的始断区 不是在钢锚制造加工工程中产生的。 ２．５．２ 冲击断口 断裂钢锚和对比试样的冲击断口微观形貌见 图 ５。 断裂钢锚冲击试样断口平齐，具有明显解理特 征，为典型脆性断裂形式；对比试样冲击断口有明显韧 窝和人字形山脊状花纹，呈韧性断裂形式。 冲击试验 表明，压接后的钢锚失效形式以脆性断裂为主。 图 ５ 冲击试样断口微观形貌 （ａ） 断裂钢锚； （ｂ） 对比试样 ２．６ 分 析 综上所述，钢锚压接后弯曲明显，并且第一模压接 部位钢锚挤压变形程度不均匀，形成了明显的台阶，该 台阶成为应力集中部位。 应力集中部位的始断区原始 形貌无明显疲劳特征，断裂钢锚冲击试验表明，钢锚断 裂属于脆性断裂。 能谱分析结果表明，始断区存在时 间较长，并且始断区可能是安装过程中产生。 钢锚安 装时经压接工序后材料的强度大幅提高，韧性大幅降 低，压接后钢锚抵御冲击的能力进一步降低，表明该钢 种不适合在需要承受冲击载荷的环境中使用。 压接工 艺控制不当、材料设计选型裕量偏低是钢锚断裂的主 要原因。 在施工安装时应严格执行压接工艺，避免出 现应力集中部位；材料选型时裕量适当放大便可杜绝 此类问题的发生。 ３ 结 论 １） 压接工艺控制不当，在压接第一模部位产生了 台阶，造成应力集中，该部位成为钢锚最容易断裂位置。 ２） 结果表明，钢锚断裂的原因主要是压接工艺控 制不当，在第一模部位产生了应力集中；钢锚压接后加 （下转第 １５３ 页） ６４１矿 冶 工 程第 ４０ 卷 ChaoXing 标、区位资源条件、投资环境、市场等区位比较优势。 ２） 自 ２００１ 年俄欧宣布建立共同经济空间至今， 能源合作一直是俄欧双边关系中一个重要的共同经济 空间［２３］；澳大利亚是东盟最初的对话伙伴，如今东盟 是澳大利亚第二大贸易伙伴，澳大利亚是东盟第六大 贸易伙伴，双方还正在清洁技术、天然气、煤炭合作方 面进行着探索［２４］。 这些竞合关系均会对我国矿业海 外投资产生影响。 建议深入研究我国与欧盟、俄罗斯 联邦、东盟、澳大利亚、美国、中国香港在资源能源领域 的双边及多边关系，发现其中蕴含的新兴投资机会，从 中找出对我国矿业投资有利和不利的因素，从而优化 投资方案、提高投资质量、由矿业对外直接投资大国转 向矿业对外直接投资强国迈进。 ３） 鉴于篇幅所限，建议今后继续在多边模式下将 研究区域进行扩展及深化，例如增加对非洲、西亚、中 亚等区域以及东盟、欧盟次区域的研究。 参考文献 ［１］ 中华人民共和国商务部． ２０１８ 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