某鋼芯鋁絞線預絞式接頭斷裂原因分析

王 煦,秦 凱

(1.上海電纜研究所有限公司,上海 200093； 2.上海國纜檢測中心有限公司， 上海 200093)

某110 kV輸電線路導線在預絞式接頭處發生斷裂，經核實該線路投運至今已安全運行8 a(年)。線路位于丘陵地帶，前后無明顯遮擋物，所用導線型號規格為LGJ-240/30，預絞式接頭型號規格為JL-240/30。斷線檔距為450 m，接頭位于檔距中部位置，斷裂后的絞線接頭如圖1所示。為找出絞線接頭斷裂的原因，筆者對其進行了檢驗和分析，以期此類事故不再發生。

圖1 斷裂絞線接頭宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of the fractured conductor joint

1 理化檢驗

1.1 宏觀分析

對斷裂絞線接頭進行逐層拆解，發現此次斷裂事故中，僅外絞絲和鍍鋅鋼線發生斷裂，所有內絞絲均未發生滑移或破壞。拆解后的絞線接頭如圖2所示，可見該絞線由24根直徑為3.60 mm的硬鋁線(兩層：內層9根，外層15根)和7根直徑為2.40 mm的鍍鋅鋼線同心絞合而成，絞線直徑為21.59 mm，絞線結構如圖3 a)所示，符合GB/T 1179—2017《圓線同心絞架空導線》對絞線的結構要求。

預絞式接頭根據結構差異可分為兩種區域，如圖2中A區和B區所示。A區結構如圖3 b)所示，即在絞線外層絞合11根直徑約為7 mm的鋁合金外絞絲。B區結構如圖3 c)所示，為絞線接續區域，兩根鋼芯鋁絞線的鋁層均切割剝離，剝離長度約為350 mm，僅剩鍍鋅鋼芯后，將鍍鋅鋼芯對接，如圖2所示。在鋼芯外層絞合一層直徑約為2.66 mm的鍍鋅鋼線預絞絲，鍍鋅鋼預絞絲根數為10根，然后在鍍鋅鋼預絞絲外層繼續絞合一層直徑約為4.52 mm的鋁合金內絞絲，鋁合金內絞絲的根數為10根。此時，兩根導線在鋼芯接續位置的直徑與原始導線直徑基本一致，為21.56 mm。鋼芯接續完成后，在接續位置外層統一絞合一層直徑為7 mm的鋁合金外絞絲，外絞絲長度約為3 m。接續過程中所有預絞絲的中心位置均對準鋼芯對接處。

圖2 斷裂絞線接頭拆解圖Fig.2 Diagram of the fractured conductor joint disassembly

圖3 絞線及接頭結構示意圖Fig.3 Structure diagram of conductor and joint:a) structure of conductor; b) structure of joint in zone A; c) structure of joint in zone B

拆解接頭時發現，接頭結構中存在兩處空腔，如圖2所示，空腔1為鋼芯對接位置，即接頭的中心位置，兩根鋼芯并未緊密對接，形成一個長約10 mm，直徑為7.2 mm(鋼芯外徑)的空腔，如圖4 a)所示，其結構如圖4 b)所示?？涨?為內絞絲末端，內絞絲與鋁線層未緊密對接，形成一個長約15 mm，厚度約14.4 mm(導線鋁層厚度)的環形空腔，如圖5 a)所示，其結構如圖5 b)所示。觀察發現絞線接頭斷裂位置正好處于A區與B區分界處，即內絞絲末端。通過計算內絞絲與外絞絲長度，發現此處同樣具有一個與空腔2長度基本一致的環形空腔。切割同批次其他尚未完全斷裂接頭的內絞絲末端，同樣發現環形空腔，可見對于該批次預絞式接頭，這種環形空腔是廣泛存在的。

根據上述觀察和測量結果，繪制絞線接頭縱向結構示意圖，如圖6所示?？梢婎A絞式接頭總長度為3 m(即外絞絲長度)，鋼芯接續長度為0.67 m(即內絞絲長度)，在鋼芯對接位置和內絞絲末端與導線之間，分別形成了3個環形空腔，如圖6中H，H′和G位置所示，而本次接頭斷裂正好處于H位置。

圖4 空腔1宏觀形貌和結構示意圖Fig.4 The a) macro morphology and b) structure diagram of cavity 1

圖5 空腔2宏觀形貌和結構示意圖Fig.5 The a) macro morphology and b) structure diagram of cavity 2

圖6 絞線接頭縱向結構示意圖Fig.6 Diagram of longitudinal structure of the conductor joint

1.2 斷口分析

1.2.1 斷口宏觀形貌

觀察圖1所示接頭斷口兩端，發現B段鋁合金外絞絲斷口表面已被泥土嚴重污染，無法判別其斷裂類型。斷口另一端即圖1中A段，保存較為完好，鋁合金外絞絲斷口呈明顯疲勞斷裂特征[1]，如圖7 a)所示。鍍鋅鋼線則呈現明顯拉伸斷裂特征，如圖7 b)所示。所有鋁線端部均呈現鋸斷痕跡，與鍍鋅鋼線相鄰的鋁線端部則呈現明顯燒蝕痕跡，如圖7 b)所示。

圖7 斷口宏觀形貌Fig.7 Macro morphology of fracture:a) macro morphology of the outer strands;b) macro morphology of the steel core and aluminum wires

圖8所示裂紋位于一尚未完全斷裂接頭的環形空腔位置外絞絲表面，在該位置發現多根鋁合金外絞絲表面有裂紋，且裂紋兩端鋁合金線有明顯彎曲現象。

圖8 鋁合金外絞絲表面裂紋宏觀形貌Fig.8 Macro morphology of surface crack on the aluminum alloy outer strands

1.2.2 鋁合金外絞絲斷口微觀形貌

1.2.2.1 疲勞源區

圖9 a)所示為鋁合金外絞絲表面裂紋形貌，可見在鋁合金外絞絲表面，裂紋沿徑向深入材料內部，其走向蜿蜒曲折，表明在導線運行過程中鋁合金外絞絲所受應力狀態復雜多變[2]。但總體而言都沿徑向向材料內部擴展，表明鋁合金外絞絲所受載荷均為軸向的彎曲應力。圖9 a)的標示位置為典型的裂紋起源區域，該區域微觀形貌如圖9 b)所示，可見鋁合金外絞絲表面裂紋在反復彎曲應力作用下，連續開合擴展，形成近似45°的臺階[3]，向材料內部縱深發展。

圖9 鋁合金外絞絲表面裂紋微觀形貌Fig.9 Micromorphology of surface crack ofaluminum alloy outer strands

1.2.2.2 裂紋擴展區

圖10所示為鋁合金外絞絲斷口內部裂紋擴展區形貌，可見裂紋擴展區分布大量相互平行的疲勞條帶，疲勞條帶的擴展方向與裂紋擴展方向一致[1]。

圖10 裂紋擴展區微觀形貌Fig.10 Micro morphology of crack propagation zone

1.2.2.3 瞬時破斷區

鋁合金線外絞絲斷口瞬時破斷區分布有大量拉伸韌窩。當鋁合金外絞絲中裂紋擴展達到一定規模后，剩余截面難以承擔所受張力，鋁合金外絞絲發生瞬時斷裂，斷口呈現典型拉伸斷裂特征。

1.2.3 鍍鋅鋼線斷口形貌

2012年11月，易觀國際董事長兼首席執行官于揚最先提出“互聯網+”的理念，他認為“互聯網+”公式應該是我們所在的行業的產品和服務，在與我們未來看到的多屏全網跨平臺用戶場景結合之后產生的這樣一種化學公式〔4〕。企業則需要思考如何找到所在行業的“互聯網+”。之后在2015年“兩會”上，馬化騰向人大提出“互聯網+”戰略，提案中明確提出：“互聯網+”是以互聯網平臺為基礎，利用信息通信技術與包括傳統行業在內的各行業進行跨界融合，推動產業轉型升級，并不斷創造出新產品、新業務與新模式，構建連接一切的新生態〔5〕。

圖11 所示為鍍鋅鋼線斷口微觀形貌，可見鋼線斷口呈清晰的應力錐特征，表明鋼線斷裂方式為典型的拉伸斷裂[4]；圖11 b)可見應力錐內凝結堆積大量鋅層，表明鋼線斷裂前承受的溫度至少已達到鋅層熔化溫度。

圖11 鍍鋅鋼線斷口微觀形貌Fig.11 Micro morphology of fracture of galvanized steel wire:a) at low multiple; b) at high multiple

1.3 力學性能試驗

此次預絞式接頭斷裂事故中，僅鋁合金外絞絲和鍍鋅鋼線發生了斷裂，接頭其余構件未發生任何損傷，因此對絞線綜合拉斷力、鍍鋅鋼線和鋁合金外絞絲的力學性能進行測試，考察服役后各自的力學性能變化情況。

1.3.1 絞線綜合拉斷力

隨機截取一段長度為10 m的服役后舊絞線，對其端部澆鑄環氧樹脂后進行拉斷力試驗，試驗結果為77.73 kN，導線實測拉斷力符合GB/T 1179—2017中的技術要求(≥75.19 kN)。

1.3.2 鍍鋅鋼線直徑和抗拉強度

拆解一段隨機截取的服役后舊絞線，測量鍍鋅鋼線的直徑和抗拉強度，測試結果表明，服役后舊絞線的鋼芯單線直徑均在(2.40±0.04) mm，符合GB/T 1179—2017對鋼芯鋁絞線直徑的要求；其抗拉強度平均值為1 584 MPa，符合GB/T 3428—2012 《架空絞線用鍍鋅鋼線》的技術要求。

1.3.3 鋁合金外絞絲破壞載荷

所有預絞絲內表面緊密附著金剛砂，無法準確測量其直徑，故僅對外絞絲進行拉斷力測試，測試結果表明，11根鋁合金外絞絲的平均拉斷力為12.77 kN，按照平均直徑7 mm計算抗拉強度為491 MPa，遠高于DL/T 763—2013 《架空線路用預絞式金具技術條件》中對于鋁合金材料的要求。在正常情況下其總拉斷力可達140.5 kN，遠高于鋼芯鋁絞線的額定拉斷力。

2 分析與討論

2.1 外絞絲斷裂機理分析

此次導線與接頭系統斷裂事故中的外絞絲，在正常拉伸情況下，需要至少140.5 kN以上拉力方可斷裂(尚不計算鋼芯強度)，此時必然導線首先發生斷裂。而此次導線和接頭系統的斷裂位置并非導線本體，斷裂位置處于預絞式接頭環形空腔處，導線其他位置完好無損。這表明導線和接頭系統斷裂時負荷遠低于導線額定拉斷力，符合疲勞斷裂的低應力斷裂特征[5]。

導線在運行過程中，垂直導線方向的風會使導線持續處于微風振動狀態[6]，頻率可達10～50 Hz。振動過程中，接頭的空腔位置兩端，鋁合金外絞絲因其下部有剛性支撐物，與下部導線或內絞絲一起上下往復運動。而空腔位置相對于其他位置剛性較差，內絞絲末端位置的空腔尤甚，此處空腔長度大，環形間隙厚度大，該部位實質上形成一段間隙型導線，產生自阻尼作用。外絞絲吸收線路振動能量，始終處于反復彎曲運動狀態，在空腔位置的外絞絲形成大量疲勞裂紋。

2.2 鋼芯斷裂機理分析

外絞絲全部斷裂后，在空腔位置，兩根導線之間僅剩鋼芯連接，鋼芯承擔線路全部張力和電流，此時該位置電阻驟然增大44倍以上(查閱GB/T 1179—2017得知)。接頭位置電阻驟增，必然導致該位置溫度異常升高。

圖7 b)可見部分鋁線端頭出現燒蝕現象，查閱相關手冊可知，鋅的熔點約為419.53 ℃，鋁的熔點約為660 ℃[7]。這表明鋼芯斷裂前所受溫度可能高于660 ℃，該溫度已達到鋼的再結晶退火溫度[8]，此時鋼線的強度顯著降低[9]，在軸向拉伸載荷下過載斷裂。

圖12所示為線路運維單位提供的某仍在運行線路的接頭位置溫度監測情況?？梢妼Ь€表面溫度為25.9 ℃時，接頭表面的溫度可達67.0 ℃。根據GB/T 2314—2008 《電力金具通用技術要求》，非壓縮型線路金具的電阻應不大于與其等長的導線電阻的1.1倍，正常運行過程中，其表面溫度應低于導線溫度。監測數據表明，該在役接頭的表面溫度已顯著高于導線溫度，這表明該預絞式接頭已發生損傷，接頭位置電阻已異常升高，針對此類接頭，應及時進行更換，避免導線斷裂帶來更大損失。

圖12 接頭位置溫度監測圖Fig.12 Temperature monitoring diagram of a joint position

大量文獻表明，高溫條件下，鋼芯的抗拉強度顯著降低[10-11]，當鋼芯強度降低至不足以承受線路張力時，接頭空腔位置鋼芯拉伸斷裂。

3 結論及建議

該預絞式接頭斷裂位置處于外絞絲與絞線鋼芯之間形成的環形空腔處，線路運行過程中，環形空腔位置外絞絲吸收導線振動能量，長期振動后發生了疲勞斷裂。外絞絲斷裂后，接頭位置電阻驟增，溫度異常升高，使得鋼芯強度顯著降低，最終導致接頭拉伸斷裂。

建議在制作導線預絞式接頭時，應嚴格執行接續工藝，盡量不在接頭位置形成過大的環形空腔，以期避免此類事故的再次發生。