蒙東地區架空輸電線路防振錘斷裂破壞原因分析

馬龍濤 ，鄭樹會，祝永坤，李祥杰，高樹永

(1.國網內蒙古東部電力有限公司，內蒙古 呼和浩特 010020；2.中國電力科學研究院有限公司，北京 102401；3.國網科右前旗供電公司，內蒙古 烏蘭浩特 137400；4.國網內蒙古東部電力有限公司檢修分公司，內蒙古 通遼 028000)

導線是架空輸電線路的核心組成部分，承擔傳導電流和輸送電能的關鍵任務。近年來，隨著我國國民經濟的快速發展和人民生活水平的穩步提高，全社會對電力的需求迅速攀升，同時對供電可靠性和供電質量提出了更高要求[1-2]。導線在正常運行過程中受到風荷載作用會產生高頻振動現象[3]。持續的微風振動現象會造成導線斷股和金具磨損，對架空輸電線路的安全可靠運行造成嚴重威脅。

目前我國架空輸電線路采用的護線條、防振錘、阻尼線3種防振金具中，以防振錘使用得最多、最普遍。防振錘是為減少導線微風振動而設計的，它由一定質量的重錘、具有高彈性和高強度的鍍鋅鋼絞線以及線夾組成[4]。防振錘懸掛在導線上，能產生與導線振動相位相反的運動，從而使導線振動消除或減弱[5-6]。防振錘在運行過程中依靠鋼絞線線股間的摩擦消耗能量，且通過鋼絞線承受疲勞載荷，因而對鋼絞線及其與錘頭、線夾的連接性能要求很高。結構和性能良好的防振錘一般可使導線由于微風振動引起的應力減少90%以上，防振效果非常顯著[7]。

2016年12月，蒙東地區220 kV庫扣1、2號線和220 kV奈紅1號線在運行過程中發生了錘頭本體異常斷裂事故,防振錘的型號為FFH2428，適用導線型號為JL/GIA-400-48/7。本文針對此次發生斷裂的防振錘，開展了錘頭斷裂原因分析，包括化學成分分析、金相分析、斷口微觀形貌分析和沖擊斷口微觀形貌分析，能夠為防振錘運行狀態的評估提供可靠依據。

1 斷口外觀檢查

防振錘的斷裂位置如圖1所示。在正常運行過程中，防振錘的1個錘頭發生斷裂并從高空墜落。取錘頭未銹蝕的新鮮斷口進行外觀檢查，結果如圖2所示。從圖2中可以看到，錘頭斷口平整，無明顯凹凸，斷口表面有金屬光澤，整體呈亮灰色，未發現明顯的塑性變形和撕裂的痕跡。

為了進一步分析錘頭的斷裂形式，在圖2所示的斷口附近處，采用線切割方法截取下整個斷口。在截取斷口的過程中發現斷口截面一側尺寸明顯縮小，如圖3所示。這表明錘頭斷口處可能存在較大的內應力，可能是在鑄造凝固過程中由于各部分的冷卻速度差異、收縮受阻以及組織轉變引起體積變化等因素導致內部產生鑄造應力。如果鑄造應力未得到釋放，將會以殘余應力的形式保留在防振錘錘頭內。鑄造殘余應力的存在會使結構件尺寸精度降低，在使用過程中容易產生變形，嚴重時會發生開裂。在斷面被截取的過程中，由于新表面的引入使內應力得到釋放，導致斷口截面縮小。

圖1 發生斷裂的防振錘外觀

圖2 防振錘錘頭斷口宏觀形貌

圖3 截取的斷口與防振錘的截取面對比

2 錘頭化學成分分析

從斷口附近處的錘頭本體上切取試樣，采用火花直讀光譜儀(型號為SPECTROMAXx)進行化學成分分析，結果見表1。從表1中可以看到，試樣的含碳量為4.59wt.%，鋼和鐵以碳含量區分，含碳量低于2.11wt.%為鋼，含碳量大于2.11wt.%為鐵[8]，成分分析結果表明錘頭本體所用材質為鑄鐵。目前，工程上防振錘常用灰鑄鐵或者鑄鋼材料制造。

表1 防振錘錘頭試樣的化學成分分析結果

3 錘頭金相組織分析

從斷口附近處的錘頭本體上截取試樣，經砂紙打磨后拋光，采用4%的硝酸酒精溶液進行腐蝕，將得到的金相樣品采用蔡司光學顯微鏡進行金相組織觀察，如圖4可以看出錘頭的金相組織為少量的鐵素體、珠光體和石墨，其中石墨為粗大、片狀形態，相當于在基體上嵌入大量的石墨片，石墨的邊緣形成缺口,導致應力集中，材料的脆性傾向增大。根據鑄鐵以石墨形態的分類，可知防振錘錘頭所用材質為灰鑄鐵。

(a)×100

(b)×1 000圖4 錘頭金相組織

4 斷口微觀形貌分析

將截取的斷口采用掃描電子顯微鏡進行微觀形貌分析，結果如圖5所示。從圖5中可以看到，斷口處存在小刻面，未出現明顯可見的韌窩，呈現典型的脆性斷裂特征。脆性斷裂機制包括解理斷裂、沿晶斷裂和穿晶斷裂。其中解理斷裂很少是沿一個晶面發生開裂的，多數情況下，解理裂紋跨越若干個相互平行的解理面，并以不連續的方式開裂，如果解理裂紋是沿兩個互相平行的解理面擴展，則在兩個平行的解理面之間可能產生解理臺階[9]。從圖5中可以看到，斷口處存在解理臺階但不明顯，故確定斷裂機制為解理斷裂。

(a)×100

(b)×500圖5 防振錘錘頭斷口形貌

5 材料沖擊試驗分析

防振錘錘頭的斷口微觀形貌分析表明其斷裂方式為脆性解理斷裂。為了進一步對防振錘的材料特性和斷裂形式進行分析和驗證，開展了夏比擺錘沖擊試驗。

在發生斷裂的防振錘錘頭上，采用線切割方法加工3個V型缺口沖擊試樣，試樣尺寸為55 mm×10 mm×10 mm。根據標準GB/T 229—2007《金屬材料 夏比擺錘沖擊試驗方法》對試樣進行室溫沖擊試驗(20 ℃)，試驗結果列于表2。從表2中可以看到，3個平行試樣的沖擊吸收功值分別為1.98 J、1.83 J和1.98 J，平均值為1.93 J，表明試樣發生斷裂前吸收的沖擊能量很少，呈現脆性材料特征。

表2 防振錘錘頭試樣的室溫沖擊試驗結果

防振錘錘頭試樣沖擊斷口的宏觀形貌與圖2中相似，斷口平整，表面有金屬光澤，整體呈現亮灰色，無明顯的塑性變形特征。

利用掃描電子顯微鏡對沖擊斷口進行微觀形貌分析，結果如圖6所示。從圖6可以看到，斷口處存在小刻面，未出現韌窩，這與圖5中所示形貌相似，呈現典型的脆性斷裂特征。此外，斷口處存在明顯的解理臺階，故確定斷裂機制為解理斷裂。

(a)×100

(b)×200圖6 防振錘錘頭試樣沖擊斷口形貌

將防振錘錘頭的斷口與試樣的沖擊斷口對比分析發現，兩者的斷口形貌基本一致。沖擊韌性較差，其斷裂方式為脆性斷裂。

6 分析討論

綜合上述對斷裂防振錘的成分和金相分析，可知防振錘本體材料為灰鑄鐵。國標中對于灰鑄鐵材料的成分沒有具體要求，但是ISO185中給出了灰鑄鐵材料的碳當量范圍，碳當量最高的是ISO185/JL/100和ISO185/JL/150兩種牌號灰鑄鐵為4.0～4.2，通常要退火處理，碳當量的計算公式為

CEL=w(C)+w(Si)/4+w(P)/2

(1)

式中:CEL為碳當量，鋼鐵中各種合金元素折算成碳的含量；w(C)為碳元素的質量分數；w(Si)為硅元素的質量分數；w(P)為磷元素的質量分數。

根據式(1)計算得到防振錘材料的碳當量為4.87，遠高于ISO185給出的碳當量范圍[10-11]。許多資料的研究指出，灰鑄鐵的強度隨碳當量的增加而降低[12]。此外，試樣的含硫量達到0.39%，進一步增加了錘頭本體的脆性。硫是鑄鐵材料中的有害元素，與鐵形成低熔點化合物硫化鐵，使鑄鐵材料產生熱脆性并降低鐵液的流動性，進而導致鑄件內應力增大。因此，在防振錘的制備工藝中，需要對材料的成分進行適當控制，以保證防振錘的強度和材料的鑄造性能。

通過沖擊試驗結果可知，斷裂防振錘的沖擊性能較差，斷裂方式為典型的脆性解離斷裂，再一次證明防振錘的斷裂方式為脆性斷裂。

鑒于上述分析得到的防振錘斷裂的原因，在今后的防振錘設計制造工作中，應對材料成分進行適當控制，根據需要進行去應力熱處理，還可采用沖擊韌性良好的材料如鑄鋼或者低碳鋼代替鑄鐵材料。此外，可在保證防振效果的基礎上，增大錘頭根部的曲率半徑，減小應力集中，同時增大錘頭橫截面尺寸。

7 結論

a. 蒙東地區發生斷裂的防振錘本體材料的碳當量較高，導致強度降低，硫含量高，導致材料脆性增加，在防振錘的制備工藝中，應對化學成分進行合理控制。

b. 防振錘本體材料的微觀組織為珠光體、石墨以及少量的鐵素體，石墨為粗大、片狀形態，相當于在基體上嵌入大量的石墨片，石墨的邊緣形成缺口,導致應力集中，材料的脆性傾向增加。

c. 防振錘錘頭采用灰鑄鐵材料制造，沖擊韌性較差，且內部存在較大殘余應力，建議鑄件后期采取熱處理工藝進行去應力處理。

d. 防振錘錘頭斷裂機制為脆性解理斷裂，在今后的設計和制造中建議采用具有良好沖擊性能的鑄鋼或低碳鋼材料代替，此外，可在保證防振效果的基礎上，增大錘頭根部的曲率半徑，減小應力集中，同時增大錘頭橫截面尺寸。

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