交變載荷作用下變電站LY12鑄鋁金具的斷裂原因

何 成,阿布萊·阿達克

(國網新疆電力有限公司電力科學研究院,烏魯木齊 830000)

新疆富煤、多油,風電和光伏資源儲量豐富,是我國十分重要的能源接續區和戰略性能源儲備區。在保障疆內能源電力可靠供應的同時,新疆同步構建了空中電力高速公路,將清潔新型電能源源不斷地輸送到祖國腹地。750 kV交流一、二通道是電力外送的主要通道,外送電量通過750 kV交流一、二通道送至西北電網后,運用西北直流通道向華東、華中、華北、西南及南網廣東等14個省市送電[1]。作為“疆電外送”通道的重要節點,750 kV變電站承擔著高低壓電能的轉換和分配等重要工作,但因其處于風區,遭受季節性強風作用,電力金具經常發生斷裂故障,其中以設備線夾類金具斷裂最為常見[2-5]。

如圖1所示750 kV變電站發生引下線上端部金具斷裂,斷裂金具為TYS型雙分裂T型線夾,型號為TYS-1600kk/400-220×220,該金具結構為螺栓連接板與一雙線夾鑄造件焊接,鑄造件兩端各一個線夾槽,中間板型尺寸為400 mm×150 mm,厚20 mm,材質為ZL102;該金具斷口較為整齊,無塑性變形,呈較為明顯的脆性斷裂[6-7],斷口中部有明顯的疏松及氣孔,尺寸約為22 mm×2 mm。筆者通過數值模擬、電化學試驗和微觀形貌表征明確了新疆風區某750 kV變電站引下線鑄鋁金具發生斷裂的主要原因和失效過程,以期為新疆強風區輸電線路設計提供借鑒。

1 金具的受力情況

為分析連接金具的受力狀態,對雙分裂跳線及引下線導線(JLHN58K-1600)體系進行有限元建模分析。導線系統基本參數為:跳線跨度24 m,假設兩端水平,無高差布置,且兩端固定約束。引下線長8 m,上部和跨線中部連接,下端與金具連接,兩端為固定聯接。跳線和引下線通過14個間隔棒進行連接。JLHN58K-1600導線為擴徑耐熱鋁合金絞線,外徑70 mm,彈性模量50 GPa,線密度4475 kg/km,斷裂強度215 MPa。根據上述參數,采用BEAM4單元對導線體系進行建模,如圖2所示。

通過靜力分析校核,得出跳線端點及引下線端點反力分布,如圖3所示,風荷載水平向在引下線端點引起的反力(在載荷作用下,結構支撐提供的力)為1 860 N,略大于設計單位的計算結果(1 488 N)。但水平風荷載還會造成豎向荷載和彎矩,引下線端點受到573 N的拉力,同時受到7 780 N·m的彎矩作用,對連接金具的作用力較大,是造成金具破壞的主要原因之一。

圖3 引下線下端的應力分布Fig.3 Stress distribution at the lower end of the down conductor

然而,在動載荷作用下,如圖4所示,端點處受力表現為周期響應特征(圖中為一個周期響應信號),同時此時端點處的應力存在約2.0的動力放大系數,但在設計時未考慮該因素。通過有限元分析可知,在持續強風作用下,引下線處金具不僅受到拉力,同時承受彎矩作用,目前設計單位僅考慮風荷載作用在引下線給金具造成的拉力作用,幾乎不考慮引下線對金具的彎矩作用,更未考慮脈動風動載荷對金具強度的影響。

圖4 導線體系脈動響應分布Fig.4 Pulsation response distribution of traverse system:(a) horizontal force response (b) bending moment response

2 斷裂原因

鑄鋁金具不僅受到外部強風導致的持續載荷作用,還受到輸送電流的影響[8]。因此,筆者基于金具的受力情況,在實驗室構建模擬試驗裝置,開展力學加載試驗,同時考慮輸送電流的作用,通過腐蝕圖像和電化學作用揭示鑄鋁金具斷裂的主要原因,并明確材料斷裂的動力學過程。

2.1 試樣及試驗

設置三種試樣:現場試樣取自現場失效金具試樣;純載荷試樣是施加動載荷的LY12鋁合金試樣;載荷+交流電試樣是同時施加動載荷和交流電(50 Hz、10 kV)的試樣。本工作中,LY12鋁合金的主要成分如表1所示,力學加載按照標準GB/T 228-2002《金屬材料室溫拉伸試驗方法》,在萬能試驗機上完成,加載溫度為室溫(2025 ℃)。其中動載荷以圖4所示兩種力學信號為一個周期,循環加載,試驗時間設置為30 d。

表1 LY12金屬的主要化學成分

表2 幾種試樣的腐蝕電位和腐蝕電流密度

截取幾種試樣中間部分開展顯微組織觀察,同時在3%(質量分數)Na2SO4溶液中進行幾種試樣的開路電位和極化曲線測量。

2.2 試驗結果

2.2.1 微觀形貌

由圖5可見:在新疆的大氣環境中,現場試樣表面形成了一層具有保護作用的致密腐蝕產物膜。在長時間的強風等條件的作用下,試樣表面逐漸形成裂紋,但裂紋是不連續的,呈現為具有一定方向性質的明顯的蝕坑特征,進而會發生如圖1所示的明顯宏觀裂紋。僅有載荷作用時,試樣表面的產物膜結構相對較為完整,但是存在明顯的微裂紋,不具備點蝕特征;而在載荷+交流電共同作用下,試樣表面的腐蝕產物層局部遭到了嚴重破壞[9],同時表面形成了與純載荷試樣相似的裂紋,據此,可以初步推斷現場試樣斷裂的主要原因是載荷和交流電的共同作用,即力學-電化學的協同作用。

圖5 幾種試樣的微觀形貌Fig.5 Micro morphology of several samples:(a) on site sample; (b) pure load sample; (c) load+AC sample

2.2.2 電化學試驗結果

由圖6可見:現場試樣表面致密腐蝕產物層剝落嚴重,基體暴露在腐蝕環境中,其開路電位較負,具有較大的腐蝕傾向性;載荷+交流電試樣表面產物層破壞嚴重,開路電位負于純載荷試樣[10-12]。極化曲線結果表明,現場試樣和載荷+交流電試樣均表現為活化腐蝕狀態,而純載荷作用不足以完全破壞試樣表面的致密腐蝕產物層,因此純載荷試樣的極化曲線陽極段存在明顯的鈍化區間,腐蝕電位正于其他兩種試樣,且腐蝕電流密度最小。綜上,現場試樣斷裂的主要原因是交流電和載荷的協同作用。

圖6 幾種試樣在3%(質量分數)Na2SO4溶液中的開路電位和極化曲線Fig.6 Open circuit potential (a) and polarization curves (b) of several samples in 3% (mass fraction) Na2SO4 solution

為了進一步明確變電站LY12鑄鋁金具在載荷和交流電作用下的失效過程,對載荷+交流電試樣開展電化學阻抗隨時間變化的系列試驗(同時設置5個不同試驗時間的試樣),測試頻率為10-2105Hz,同時開展浸泡試驗觀察不同試驗時間條件下試樣的微觀形貌。

由圖7可見:由于載荷+交流電試樣自身的鈍化特性,在試驗初期具有較好的耐蝕性,因此在試驗第6天表現為完整的容抗弧特征;當試驗進行到第12天,雖然容抗弧的實部和虛部范圍均減小,但仍然表現為完整的容抗弧,綜合考慮此時Bode圖僅在高頻位置存在一個相位角峰值,說明此時表面致密腐蝕產物層的形成是影響金屬失效反應過程的關鍵,因此選擇等效電路為Rs(QRp),其中Rs為溶液電阻,Q為常相角元件,Rp為表面電阻。隨著試驗的進行,由于交流電的作用,試樣表面致密腐蝕產物層遭到破壞,在試驗第18天時,Nyquist圖出現了表示物質擴散過程的韋伯阻抗特征[13],同時在Bode圖中最大相位角頻率向中頻移動,并且在低頻位置出現第二個相位角峰值,因此選擇等效電路為Rs[Q(RpW(CdlRct)],其中Cdl為雙電層電容,Rct為電荷轉移電阻,W為韋伯擴散阻抗。

圖7 載荷+交流電試樣在3%(質量分數)Na2SO4溶液中的電化學阻抗譜Fig.7 EIS of load+AC sample in 3% (mass Fraction) Na2SO4 Solution

圖8 載荷+交流電試樣的電化學阻抗譜擬合結果Fig.8 Fitting results EIS of the load+AC sample

在大氣環境或實驗室模擬溶液環境中,鋁基金屬表面容易形成致密腐蝕產物層,抑制腐蝕,因此在試驗初期(試驗第6天),體系電容Q-Y0較小( 2.581×10-5F/cm2),而表面電阻較大(19.2 Ω·cm2)。在交流電的作用下,致密腐蝕產物層被破壞并向溶液中發生擴散,因此最大相位角頻率由高頻2 043.35 Hz(第6天)向中頻13.74 Hz(第18天)移動,并且在低頻(10-2Hz)位置,表示物質擴散的電阻由269.46 Ω(第6天)減小至 160.27 Ω (第18天),說明在長時間的作用下,試樣表面已經無法形成完整、有效的致密腐蝕產物層,因此在第18天時,表面電阻達到最小值(10.38 Ω·cm2)。隨著試驗的進行,最大相位角繼續減小,最大相位角頻率向低頻偏移,在第30天時最大相位角為48.6°,最大相位角頻率為1.48 Hz,說明點蝕持續發生[14-15]。此外,從第18天開始,在低頻(10-2Hz)位置出現了第二個相位角峰值,說明此時鋁基金屬表面主要發生活化腐蝕。因此電容(Q-Y0和Cdl)不斷增大,電荷轉移電阻減小。然而,由于點蝕特性,在試樣表面局部位置積聚致密的腐蝕產物層,導致表面電阻增大[16-17]。

由圖9可見:在浸泡初期,試樣表面基本被致密腐蝕產物層覆蓋,無明顯的表面缺陷;浸泡至第18天,表面出現明顯的蝕坑特征,表面致密腐蝕產物層的完整性被破壞,浸泡至第24天,表面蝕坑數量明顯增加,但蝕坑尺寸減小;浸泡至第30天,試樣表面除明顯的蝕坑特征外,出現了明顯的裂紋。

3 結 論

(1) 靜風荷載水平向在引下線端點引起的反力為1860 N,大于設計值1488 N;同時引下線端點受到573 N的拉力以及7780 N·m的彎矩作用。設計時未考慮動力放大系數、引下線對金具的彎矩作用,以及脈動風動載荷對金具強度的影響,這是造成金具破壞的主要原因之一。

(2) 現場試樣表現為裂紋+點蝕特征,極化曲線表示為活化腐蝕過程;在實驗室模擬環境中,純載荷試樣表面出現裂紋,無點蝕,同時極化曲線存在明顯的陽極鈍化區,而載荷+交流共同作用下,試樣出現裂紋+點蝕特征,表現為活化腐蝕。因此現場金具斷裂的主要原因是載荷和交流電的共同作用,即力學-電化學的協同作用,而不是單純強風形成的載荷作用。

(3) 試驗初期,試樣表面致密腐蝕產物層形成有效的腐蝕防護,電化學阻抗譜表現為完整容抗弧,并且只有一個相位角峰值;隨著試驗時間的延長,交流電破壞試樣表面腐蝕產物層,發生物質擴散,試樣表面逐漸產生蝕坑,試驗至第30天時,試樣產生明顯的裂紋特征。