過(guò)熱狀態(tài)下輸電導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷及場(chǎng)量仿真分析

張仁奇，祝賀，朱金福，廖漢梁，張平

(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(yáng)550000；2.東北電力大學(xué)，吉林 吉林132000)

長(zhǎng)期以來(lái)，架空輸電導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注，發(fā)熱缺陷若得不到及時(shí)解決，處于過(guò)熱狀態(tài)下的導(dǎo)線接續(xù)管結(jié)構(gòu)性能會(huì)發(fā)生大幅改變，逐步加重材料的熱疲勞損傷。研究過(guò)熱狀態(tài)下輸電導(dǎo)線接續(xù)管的熱疲勞損傷機(jī)理，對(duì)于解決目前因架空輸電導(dǎo)線接續(xù)管發(fā)熱故障產(chǎn)生的重要隱患，提高電網(wǎng)運(yùn)行的安全性能有著重要作用。受自然環(huán)境和管口氧化腐蝕的影響，導(dǎo)線接續(xù)管處常出現(xiàn)異常發(fā)熱現(xiàn)象，從而導(dǎo)致疲勞損傷，長(zhǎng)期處于過(guò)熱運(yùn)行狀態(tài)下的輸電接續(xù)管機(jī)械強(qiáng)度大幅降低，使得其壓接握力無(wú)法達(dá)到正常標(biāo)準(zhǔn)，由此出現(xiàn)拉穿、裂紋等技術(shù)問(wèn)題[1-6]。文獻(xiàn)[7-8]從線路連接穩(wěn)定性考慮，通過(guò)試驗(yàn)和實(shí)測(cè)分析導(dǎo)線接續(xù)管在熱循環(huán)后的材料變化，研究結(jié)果發(fā)現(xiàn)受熱后的鋁制接續(xù)管材料性能會(huì)發(fā)生改變，出現(xiàn)腐蝕且電阻率明顯增加，影響接續(xù)管的熱疲勞損傷程度。目前對(duì)導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷的仿真研究主要基于耐張線夾簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)的有限元模型，并在特定的工頻交流電流下，進(jìn)行耐張線夾電磁-熱耦合有限元仿真[9-10]。

針對(duì)導(dǎo)線接續(xù)管溫度模型構(gòu)建的問(wèn)題，國(guó)際電工委員會(huì)(International Electrotechnical Commission，IEC)及電工電子工程師協(xié)會(huì)(Institute of Electrical and Electronics Engineers，IEEE)[11-13]建立了標(biāo)準(zhǔn)導(dǎo)線電流計(jì)算模型，研究導(dǎo)線電流與溫度計(jì)算關(guān)系式，并在導(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。鄭文成等人在建立線夾仿真模型后，模擬不同環(huán)境條件下線夾橫截面部分的溫度分布情況，并對(duì)線夾不同測(cè)溫點(diǎn)的穩(wěn)態(tài)溫度進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，進(jìn)一步明確線夾內(nèi)部的實(shí)際溫度并為線夾的發(fā)熱狀況提供理論基礎(chǔ)[14-16]。當(dāng)前對(duì)輸電導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷的研究主要針對(duì)傳統(tǒng)連續(xù)導(dǎo)線，如何準(zhǔn)確描述接續(xù)導(dǎo)線在過(guò)熱運(yùn)行狀態(tài)下的運(yùn)行特性，進(jìn)而有效判斷接續(xù)導(dǎo)線的熱疲勞損傷，有待進(jìn)一步研究[17-20]。大多數(shù)學(xué)者在計(jì)算輸電導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷的過(guò)程中，只考慮溫度幅值變化，而忽略溫度循環(huán)周期和導(dǎo)線拉力的綜合影響，降低了計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性[22-23]。

對(duì)此，本文以輸電導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷為研究目標(biāo)，針對(duì)過(guò)熱運(yùn)行狀態(tài)下輸電導(dǎo)線接續(xù)管的運(yùn)行特性等問(wèn)題，采用COMSOL有限元仿真軟件的電熱耦合、熱膨脹、熱疲勞損傷等模塊，仿真模擬輸電導(dǎo)線接續(xù)管運(yùn)行特性和熱疲勞損傷，還原實(shí)際輸電接續(xù)導(dǎo)線的運(yùn)行特性，從而降低由于簡(jiǎn)化仿真過(guò)程帶來(lái)的誤差。使用Coffin-Manson模型模擬接續(xù)管熱疲勞損傷，從材料的應(yīng)變和疲勞壽命進(jìn)行分析，結(jié)果與實(shí)際過(guò)熱狀態(tài)下接續(xù)管產(chǎn)生的部分塑性變形相符合，驗(yàn)證計(jì)算的準(zhǔn)確性。仿真計(jì)算不同條件下輸電導(dǎo)線接續(xù)管的熱疲勞損傷，分析各影響因素下的變化規(guī)律和熱疲勞損傷后的物理場(chǎng)變化。

1 導(dǎo)線接續(xù)管實(shí)體模型建立

利用COMSOL有限元仿真軟件分析特定條件下接續(xù)管內(nèi)各場(chǎng)量的變化過(guò)程，同時(shí)求解結(jié)構(gòu)剩余強(qiáng)度和剩余壽命?？紤]到接續(xù)管的熱疲勞試驗(yàn)過(guò)程繁瑣且漫長(zhǎng)，仿真計(jì)算將有效減少耗時(shí)且更具有直觀性。以LGJ-240/30型號(hào)導(dǎo)線及其配套的JY 240-30型號(hào)接續(xù)管為仿真分析對(duì)象，建立導(dǎo)線接續(xù)管實(shí)體模型，分析該導(dǎo)線接續(xù)管各點(diǎn)的溫度和位移變化，研究不同運(yùn)行條件下導(dǎo)線接續(xù)管的響應(yīng)規(guī)律。2段鋼芯鋁絞線長(zhǎng)度取500 mm，導(dǎo)線接續(xù)管長(zhǎng)度為570 mm。嚴(yán)格依據(jù)LGJ-240/30導(dǎo)線參數(shù)表及LGJ-240/30導(dǎo)線節(jié)徑比表，根據(jù)輸電導(dǎo)線的實(shí)際螺旋特征及接觸特性，JY 240-30接續(xù)管部分材料參數(shù)設(shè)置為計(jì)算壓接后的材料參數(shù)[16]。本文建立的導(dǎo)線接續(xù)管仿真實(shí)體模型如圖1所示，材料的熱物性參數(shù)見表1。

表1 材料熱物性參數(shù)

圖1 導(dǎo)線接續(xù)管實(shí)體模型

在導(dǎo)線接續(xù)管運(yùn)行特性仿真邊界條件設(shè)置中，需要研究導(dǎo)線的焦耳熱，因此將導(dǎo)線及接續(xù)管全域設(shè)置為電流守恒和固體傳熱，將接續(xù)管內(nèi)側(cè)與鋁絞線外表面的接觸面定義為電接觸和熱接觸，設(shè)置壓接后管體壓接位置處的殘余應(yīng)力與接觸壓力模擬、硬度、傳熱系數(shù)等[24]。定義導(dǎo)線一端為終端控制電流大小，另一端設(shè)置為接地，電勢(shì)為0。導(dǎo)線兩端截面設(shè)為固定截面，采用電磁熱耦合模塊，以此研究該段導(dǎo)線在接通電流后所產(chǎn)生的焦耳熱。

接續(xù)管工作于外部高空中，且散熱方式為對(duì)流傳熱，因此采用外部自然對(duì)流邊界條件，介質(zhì)設(shè)置為干空氣，散熱方式設(shè)置為沿導(dǎo)線長(zhǎng)度方向，環(huán)境參數(shù)按照貴州電網(wǎng)有限責(zé)任公司某220 kV輸電線路實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行設(shè)計(jì)：外部溫度30℃、1個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓、晴空太陽(yáng)輻照度1 000 W/m2。

設(shè)置導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷仿真邊界條件時(shí)，對(duì)整個(gè)接續(xù)管域設(shè)置溫度循環(huán)荷載。根據(jù)接續(xù)管的材料特性，定義接續(xù)管為線彈性材料，由于接續(xù)管不直接承受導(dǎo)線張力作用，在導(dǎo)線的一端設(shè)置為固定約束，另一端設(shè)置為邊界荷載，數(shù)值為導(dǎo)線應(yīng)力，方向沿Z軸導(dǎo)線長(zhǎng)度方向，荷載類型定義為單位面積力。疲勞仿真模型選用Coffin-Manson準(zhǔn)則，并設(shè)定其他疲勞模型相關(guān)參數(shù)。由于接續(xù)管一般在循環(huán)周期為1010次時(shí)就會(huì)發(fā)生損壞，設(shè)置最大循環(huán)截止周期為1010次。

采用超精細(xì)四面體單元對(duì)輸電導(dǎo)線接續(xù)管模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分；采用自適應(yīng)網(wǎng)格劃分法加強(qiáng)仿真計(jì)算過(guò)程中的收斂性，以提高計(jì)算精度；接觸面上進(jìn)行網(wǎng)格加密以便更加準(zhǔn)確地反映接觸面特性。導(dǎo)線接續(xù)管的有限元仿真模型網(wǎng)格劃分如圖2所示。圖2中：仿真模型劃分網(wǎng)格后的平均單元質(zhì)量為0.666 5，擁有較高精度。模型總單元數(shù)為56 656 617，邊單元數(shù)為275 064，頂點(diǎn)單元數(shù)為3 083，單元體積比為6.11×10-7，網(wǎng)格體積為4.03×10-4m3。

圖2 導(dǎo)線接續(xù)管仿真模型網(wǎng)格劃分

2 過(guò)熱運(yùn)行狀態(tài)下導(dǎo)線接續(xù)管運(yùn)行特性仿真分析

發(fā)熱起因方面，眾多學(xué)者認(rèn)為接續(xù)管發(fā)熱的根本原因是導(dǎo)線與接續(xù)管之間的接觸電阻過(guò)大，產(chǎn)生焦耳熱[25]。為了研究導(dǎo)線接續(xù)管在通流后過(guò)熱運(yùn)行狀態(tài)下的運(yùn)行特性以及不同影響因素下的響應(yīng)，采用COMSOL多物理場(chǎng)有限元仿真軟件模擬不同電流、不同接觸表面和不同壓接偏移中心距離下導(dǎo)線接續(xù)管的溫度分布和位移變形情況。在設(shè)置的參數(shù)條件下，設(shè)定步長(zhǎng)為0.05 s，選取1.6 mm的接觸表面高度，壓接偏移中心距離為0時(shí)，模擬不同電流對(duì)導(dǎo)線接續(xù)管的溫升影響。軟件計(jì)算結(jié)果如圖3所示。

圖3 不同電流作用下接續(xù)管溫度分布

由圖3可知，根據(jù)焦耳定律，電流值大小對(duì)接續(xù)管整體管身溫度分布的影響顯著。接續(xù)管管身溫度分布較為均等，電流200 A時(shí)，溫度最高值出現(xiàn)在接續(xù)管2個(gè)管口位置(約為51.03 ℃)，高于中間管身位置的溫度(50.91 ℃)，溫度由兩端向中間逐漸降低，接續(xù)管中間位置處溫度為最低。由于鋁金屬有良好的導(dǎo)熱性，在該條件下同一接續(xù)管上的溫差值并不明顯，在100 A的電流條件下，管口與管身中心溫差約為0.032 ℃。即使在600 A電流條件下，管口與管身中心的最大溫差約為0.95 ℃，不足1 ℃，但此時(shí)接續(xù)管的最高溫度已超規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)90 ℃。接續(xù)管溫度分布曲線如圖4所示。

由圖4可知，接續(xù)管溫度兩端高中間低，約在管身285 mm位置處溫度降到最低。在不同電流作用下，整個(gè)管身溫度分布趨于穩(wěn)定。在100～600 A電流條件下，溫度平均約為44 ℃、51 ℃、62 ℃、75 ℃、90 ℃和118 ℃。保持與溫度求解相同的計(jì)算條件，模擬不同電流對(duì)導(dǎo)線接續(xù)管的位移影響，軟件計(jì)算結(jié)果如圖5所示。

圖4 接續(xù)管溫度分布曲線

由圖5可見，電流變化產(chǎn)生的熱效應(yīng)影響接續(xù)管整體管身位移變形，導(dǎo)線通過(guò)的電流激勵(lì)越大，接續(xù)管整體管身位移變化也越大。與此同時(shí)，在接續(xù)管溫度分布較高位置(如管口兩端)處，位移變形值也越大，而在溫度分布較低位置(如中部未壓區(qū))處，位移變形值越低，兩端的位移值高于中間位置。在400 A電流值下最大位移變形約為0.09 mm，在接續(xù)管壓接區(qū)位移量最小約為0.01 mm。而在整個(gè)未壓區(qū)位置處位移變形基本保持不變。接續(xù)管的位移變形曲線如圖6所示。

圖5 不同電流作用下接續(xù)管位移分布

由圖6可知，接續(xù)管管身位移變形在管口位置最大，從管口開始到管身170 mm處逐漸降低，并從170 mm處開始一直到400 mm處位移變形基本保持不變，然后又向另一端管口處快速升高，呈“U”字狀分布。在較低電流(100 A、200 A)條件下，管身壓接區(qū)位移曲線較為平緩，差值約為3.5×10-2mm，接續(xù)管管口比接續(xù)管管中間位置位移高約200%。在較高電流(600 A)下，差值約為8.6×10-2mm，接續(xù)管管口比接續(xù)管管中間位置位移高約238%。因此，電流值越高，溫度值越高，進(jìn)而導(dǎo)致接續(xù)管位移變形差異越大。

圖6 接續(xù)管位移變形曲線

為了驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性，計(jì)算接續(xù)管熱疲勞損傷情況，將COMSOL有限元仿真計(jì)算結(jié)果與其他學(xué)者接續(xù)金具溫升試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較[17]，結(jié)果如圖7、圖8所示。

圖7 導(dǎo)線接續(xù)管溫度對(duì)比

圖8 導(dǎo)線接續(xù)管位移對(duì)比

根據(jù)上述數(shù)據(jù)分析過(guò)熱運(yùn)行條件下的輸電導(dǎo)線接續(xù)管，在計(jì)算溫度分布、位移變形時(shí)考慮不良接觸電阻發(fā)熱和材料參數(shù)受溫度變化的影響，所建立的導(dǎo)線接續(xù)管仿真模型契合度較好，可以反映輸電導(dǎo)線接續(xù)管的真實(shí)運(yùn)行情況。

3 導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷仿真分析

根據(jù)JY240-30接續(xù)管材料參數(shù)表設(shè)置其相關(guān)疲勞參數(shù)，疲勞延性指數(shù)設(shè)為-0.61，疲勞延性系數(shù)設(shè)置為0.587，蠕變系數(shù)設(shè)為8.03×10-12，蠕變指數(shù)設(shè)為3。

熱疲勞損傷仿真計(jì)算溫度循環(huán)周期按照貴州電網(wǎng)有限責(zé)任公司某220 kV輸電線路實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行設(shè)計(jì)，包括日均最高溫度、日均最低溫度、歷史最高溫度和歷史最低溫度。

為了更直觀地探究接續(xù)管的熱疲勞損傷規(guī)律，以接續(xù)管發(fā)生損傷時(shí)的熱循環(huán)荷載為基準(zhǔn)，對(duì)導(dǎo)線接續(xù)管實(shí)體模型施加循環(huán)溫度荷載，循環(huán)次數(shù)越低證明該位置率先發(fā)生疲勞損傷，通過(guò)溫度可循環(huán)次數(shù)反映接續(xù)管的熱疲勞損傷狀況。每隔1/6個(gè)溫度循環(huán)周期記錄1次數(shù)據(jù)，計(jì)算結(jié)果如圖9所示(圖中刻度值為循環(huán)次數(shù))。

圖9 整個(gè)溫度循環(huán)下接續(xù)管熱疲勞情況

圖9(a)—9(f)分別為1個(gè)溫度循環(huán)周期下各個(gè)時(shí)間節(jié)點(diǎn)的接續(xù)管熱疲勞損傷情況。由圖9可知，熱荷載循環(huán)開始時(shí)整個(gè)接續(xù)管顏色均為綠色，該時(shí)刻接續(xù)管管身并未出現(xiàn)損傷狀態(tài)。在1/3個(gè)溫度循環(huán)周期下，接續(xù)管約1/3位置和2/3位置處逐漸出現(xiàn)淡黃色，此時(shí)這2點(diǎn)位置處可使用周期開始降低，同時(shí)也為接續(xù)管最早出現(xiàn)損傷的位置。在半個(gè)溫度循環(huán)后，原損傷區(qū)域開始向兩邊逐步擴(kuò)大，同時(shí)接續(xù)管2個(gè)管口位置也出現(xiàn)略微的損傷。在2/3個(gè)溫度循環(huán)周期下，損傷區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大至接續(xù)管的2個(gè)壓接區(qū)部分，壓接區(qū)末端顏色由橙黃色轉(zhuǎn)變?yōu)榧t色，損傷情況加重。在整個(gè)溫度循環(huán)周期快要結(jié)束時(shí)，管身中部未壓區(qū)部分幾乎始終未出現(xiàn)明顯損傷跡象，在接續(xù)管的2個(gè)主要壓接區(qū)位置，顏色由最初的深綠色轉(zhuǎn)變?yōu)闇\綠色進(jìn)而為橙黃色，說(shuō)明出現(xiàn)了熱疲勞損傷，且接續(xù)管損傷狀態(tài)呈現(xiàn)均勻且對(duì)稱分布。而在壓接區(qū)末端處即壓接的導(dǎo)線結(jié)束區(qū)域，損傷由最初的淡黃色轉(zhuǎn)變?yōu)樯罴t色，結(jié)構(gòu)完全損傷，說(shuō)明整個(gè)接續(xù)管在熱循環(huán)狀態(tài)下，該位置處最容易率先疲勞出現(xiàn)失效。

3.1 不同溫度荷載下導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷仿真分析

為研究熱荷載最高溫度對(duì)接續(xù)管的熱疲勞損傷影響，利用COMSOL有限元仿真軟件計(jì)算導(dǎo)線拉力為50%RTS(RTS為纜徑的拉力)，熱荷載循環(huán)分別為日均最高溫度、日均最低溫度、歷史最高溫度和歷史最低溫度共計(jì)4種條件下的溫度曲線，計(jì)算15個(gè)對(duì)稱位置處的熱疲勞損傷情況，結(jié)果如圖10所示。

圖10 不同溫度下接續(xù)管熱荷載可循環(huán)次數(shù)

由圖10可知熱荷載循環(huán)最高溫度影響著接續(xù)管的可使用最大循環(huán)次數(shù)。在接續(xù)管兩端壓接區(qū)，損傷雖有起伏但整體較為平緩，曲線基本呈對(duì)稱分布。在不同的循環(huán)溫度荷載作用下，接續(xù)管兩端管口處和管身未壓區(qū)中心位置處可循環(huán)次數(shù)最高約為108次，可抵抗更高次數(shù)的熱荷載循環(huán)，損傷程度也就越小。在接續(xù)管管身40～150 mm和420～530 mm位置處(即主要壓接區(qū)部分)，可循環(huán)熱荷載次數(shù)逐漸降低出現(xiàn)損傷區(qū)域。在接續(xù)管壓接區(qū)末端即200 mm和370 mm位置處，可循環(huán)次數(shù)為最低值約為2×106次，即為最先失效部分。在接續(xù)管管身200～370 mm之間(即接續(xù)管中心未壓區(qū)部分)，可循環(huán)熱荷載次數(shù)最高，也最為安全。

隨著循環(huán)溫度的升高，整個(gè)接續(xù)管可循壞次數(shù)逐漸降低，整體管身結(jié)構(gòu)壽命下降，重點(diǎn)出現(xiàn)在壓接區(qū)末端位置200 mm和與其對(duì)稱的370 mm處。平均溫度越低，接續(xù)管管身中心未壓區(qū)的安全范圍也越大。因此，在導(dǎo)線拉力不變的情況下，更高的溫度將顯著降低接續(xù)管使用壽命，加劇熱疲勞損傷狀態(tài)，使結(jié)構(gòu)過(guò)早失效。

3.2 不同導(dǎo)線拉力下導(dǎo)線接續(xù)管熱疲勞損傷仿真分析

為了研究不同導(dǎo)線拉力對(duì)接續(xù)管損傷的影響，仿真模擬熱循環(huán)溫度荷載為歷史最高溫度，導(dǎo)線拉力分別為10%RTS、20%RTS、30%RTS、40%RTS、50%RTS、60%RTS、70%RTS、80%RTS和90%RTS共9種條件下的損傷情況，結(jié)果如圖11所示。

圖11 不同拉力下接續(xù)管熱荷載可循環(huán)次數(shù)

由圖11可知，導(dǎo)線拉力影響著接續(xù)管的可使用最大循環(huán)次數(shù)，不同導(dǎo)線拉力下，接續(xù)管損傷程度變化顯著。在低導(dǎo)線拉力情況(10%～30% RTS)下，接續(xù)管管身整體可循環(huán)次數(shù)基本維持較高水平，損傷程度低且較為安全，僅在壓接區(qū)末端有輕微損傷。中等導(dǎo)線拉力情況(40%～50% RTS)為一個(gè)過(guò)渡范圍，低于此區(qū)間整體接續(xù)管熱荷載循環(huán)次數(shù)曲線接近平坦，損傷低；在此范圍內(nèi)接續(xù)管壓接區(qū)熱荷載循環(huán)次數(shù)曲線開始出現(xiàn)較大起伏，可循環(huán)次數(shù)在壓接區(qū)范圍內(nèi)開始逐漸降低，損傷加重。在較高導(dǎo)線拉力情況(60%～90% RTS)下，接續(xù)管管身整體可循環(huán)次數(shù)很低，損傷最嚴(yán)重情況，較易疲勞從而引起失效斷裂。

隨著導(dǎo)線拉力的增大，接續(xù)管整個(gè)管身?yè)p傷加重，未壓區(qū)安全范圍逐漸減小，僅在接續(xù)管中心285 mm處維持較高的熱循環(huán)次數(shù)。分析圖11可知：從30%～40% RTS開始，壓接區(qū)末端可循環(huán)次數(shù)由8.69×107降為4.61×107，以150～200 mm和370～420 mm位置最為明顯。當(dāng)導(dǎo)線拉力高于60%RTS時(shí)，接續(xù)管整體可循環(huán)次數(shù)開始大范圍降低，整個(gè)管身均處于較高損傷狀態(tài)。因此，在較高的溫度條件下，拉力大小顯著影響著接續(xù)管的熱疲勞損傷水平，當(dāng)導(dǎo)線拉力低于40%RTS時(shí)，接續(xù)管仍能抵抗較高熱循環(huán)次數(shù)，保持長(zhǎng)時(shí)間穩(wěn)定運(yùn)行；當(dāng)導(dǎo)線拉力處于40%～50% RTS時(shí)，接續(xù)管許用熱循環(huán)次數(shù)開始降低；當(dāng)導(dǎo)線拉力超過(guò)60%RTS時(shí)，接續(xù)管強(qiáng)度基本許用熱循環(huán)次數(shù)很低，損傷最為嚴(yán)重，機(jī)械強(qiáng)度大幅降低。

4 熱疲勞損傷后輸電導(dǎo)線接續(xù)管場(chǎng)量分析

熱疲勞損傷后接續(xù)管的材料力學(xué)性能會(huì)發(fā)生改變，為了更好地展現(xiàn)損傷后接續(xù)管力學(xué)性能的變化規(guī)律，以熱疲勞損傷后的應(yīng)力、位移、蠕變變形力學(xué)指標(biāo)為研究對(duì)象，進(jìn)一步對(duì)熱疲勞損傷后導(dǎo)線接續(xù)管進(jìn)行截面應(yīng)力、位移時(shí)程以及蠕變變形分析。

4.1 熱疲勞損傷后導(dǎo)線接續(xù)管截面應(yīng)力分析

在循環(huán)1個(gè)熱荷載周期后，受拉力和溫度影響，接續(xù)管不同位置處的應(yīng)力分布有較大差異。取接續(xù)管中心對(duì)稱位置0 mm、57 mm、114 mm、171 mm、228 mm和285 mm處6個(gè)位置進(jìn)行分析，圖12為熱循環(huán)溫度荷載曲線為歷史最高溫度、導(dǎo)線拉力為50% RTS下不同截面處的應(yīng)力分布。

由圖12可知，接續(xù)管管口截面處內(nèi)側(cè)受到的應(yīng)力值最大約為72 MPa，沿管身外側(cè)處應(yīng)力值最小約為6 MPa，最高應(yīng)力值集中分布在接續(xù)管內(nèi)側(cè)與導(dǎo)線相接處，所以管口內(nèi)側(cè)受到的導(dǎo)線拉力作用最為明顯且對(duì)壓接緊密度的要求更高。在57～114 mm范圍內(nèi)，整個(gè)截面應(yīng)力值分布較均勻，下方位置應(yīng)力值略高于上方約1 MPa。在171 mm位置(即接續(xù)管損傷最大處)，內(nèi)側(cè)應(yīng)力接近圓環(huán)式均勻分布，最大應(yīng)力出現(xiàn)在接續(xù)管上下兩側(cè)的最外端，大于內(nèi)側(cè)應(yīng)力約8 MPa。228 mm位置為損傷最大位置與損傷最小位置間的過(guò)渡區(qū)域，此位置相對(duì)于前者上方應(yīng)力開始逐漸減小，下方應(yīng)力值開始增大，約為44 MPa時(shí)達(dá)到穩(wěn)定。285 mm位置處于接續(xù)管未壓區(qū)中心處，此時(shí)的應(yīng)力分布過(guò)渡均勻，且差值較小，說(shuō)明熱循環(huán)荷載在此處的影響并不明顯。接續(xù)管各位置處的應(yīng)力分布曲線如圖13所示。

圖12 熱疲勞損傷后接續(xù)管截面應(yīng)力分布

圖13 接續(xù)管各位置應(yīng)力分布

由圖13可知，接續(xù)管不同位置的應(yīng)力分布規(guī)律不同，管口處同時(shí)出現(xiàn)應(yīng)力最高值和最低值，分別位于接續(xù)管管口的內(nèi)外兩側(cè)；在接續(xù)管壓接區(qū)末端171 mm和614 mm截面附近位置，應(yīng)力差值再一次增大約8 MPa和11 MPa；而在其余位置應(yīng)力分布都較為接近，約在45 MPa的范圍浮動(dòng)。

4.2 熱疲勞損傷后導(dǎo)線接續(xù)管位移時(shí)程分析

為了研究熱循環(huán)負(fù)載后接續(xù)管的位移變化情況，以接續(xù)管軸向?yàn)閆軸方向，接續(xù)管的垂向?yàn)閄軸方向，側(cè)向?yàn)閅軸方向，取接續(xù)管中心對(duì)稱位置0 mm、51 mm、103 mm、155 mm、207 mm、259 mm、310 mm和362 mm處8個(gè)位置進(jìn)行分析，取樣位置如圖14所示，位移時(shí)程曲線如圖15示。

圖14 接續(xù)管取樣點(diǎn)位置

由圖15可見，接續(xù)管各位置處的位移變化情況與熱荷載循環(huán)步調(diào)一致。在升溫階段，接續(xù)管各位置沿Z軸方向位移逐漸增大到0.926 mm；沿Y軸方向位移逐漸變?yōu)?1.42 mm；在降溫階段位移分布與之相反，整體X軸方向位移變化不明顯，僅在259 mm位置以后略微增大到0.05 mm。此外，隨著距管口距離越遠(yuǎn)，各位置位移也出現(xiàn)逐漸增大的狀態(tài)。在Y軸方向位移上，0～207 mm位移值增幅逐漸減緩為12.87%，在207～362 mm處位移值增幅開始逐漸增大到12.84%；Z軸方向位移分布也有相同規(guī)律，在0～259 mm位置位移增幅逐漸增大到13.51%，在259～362 mm的位移增幅逐漸降低為5.67%；沿X軸方向位移變化并不明顯，僅在259 mm位置以后略微升高，約為0.05 mm。在0～207 mm位置，以Z軸方向位移變形為主導(dǎo)；在259～362 mm，逐漸以Y軸方向位移為主要變形。

圖15 接續(xù)管位移時(shí)程曲線

為探究熱疲勞損傷后接續(xù)管的位移變化，對(duì)比分析初始時(shí)刻和結(jié)束時(shí)刻的位移值。若接續(xù)管升溫階段與降溫階段的位移值相同，則接續(xù)管在熱循環(huán)過(guò)程中未發(fā)生塑性變形，而結(jié)果表明接續(xù)管降溫后的位移值大小不等于初始時(shí)刻的位移值，證明在整個(gè)熱循環(huán)過(guò)程中存在一定的塑性變形。因此，有必要分析熱疲勞損傷后導(dǎo)線接續(xù)管蠕變變形。

4.3 熱疲勞損傷后導(dǎo)線接續(xù)管蠕變變形分析

1 mm、103 mm、155 mm、207 mm、259 mm、310 mm和362 mm處8個(gè)位置的蠕變情況，蠕變曲線如圖16所示。

由圖16可知接續(xù)管不同位置處蠕變情況復(fù)雜，呈現(xiàn)出不同規(guī)律。隨著時(shí)間增長(zhǎng)，各位置的蠕變量均有明顯增加，在初始時(shí)刻，蠕變?cè)隽孔畲?，為蠕變的初始階段；在2—5月，蠕變量逐漸趨于穩(wěn)定，為蠕變曲線的第2階段(即穩(wěn)定階段)；少有部分曲線達(dá)到蠕變曲線的第3階段(即破壞階段)。

圖16 熱荷載循環(huán)后接續(xù)管蠕變量

在0 mm管口位置處，沿X、Y、Z軸方向蠕變應(yīng)變量均較小，最大值約為2.17×10-4。在51～155 mm位置，沿X、Y軸方向上的蠕變收縮量逐漸增大，最大分別為-6.53×10-4和-5.54×10-4，在Z軸方向上的蠕變正向增加至1.21×10-3附近。在207 mm位置處，3個(gè)軸方向上的蠕變量均較之前略有縮小。在259 mm靠近接續(xù)管損傷最大位置處沿3個(gè)方向上的蠕變量均達(dá)到整個(gè)接續(xù)管最大值，分別為-6.3×10-4、-6.21×10-4和1.24×10-3。在310 mm和362 mm的未壓區(qū)位置，X、Y軸方向上蠕變幾近于重合，約為-2.15×10-4，在Z軸方向上也接近于重合，約為4.3×10-4，其值均大于管口0 mm處的蠕變量，卻小于其他位置的蠕變。通過(guò)對(duì)接續(xù)管熱疲勞損傷曲線中接續(xù)管各個(gè)位置的損傷情況與該位置處的蠕變量大小的趨勢(shì)進(jìn)行比對(duì)分析，得出結(jié)論：蠕變量 大小與接續(xù)管各位置的損傷情況呈正相關(guān)，在259 mm達(dá)到各軸最大蠕變位置時(shí)，接續(xù)管的熱荷載循環(huán)周期最小，為1.49×105次，損傷最嚴(yán)重。

5 結(jié)論

a)在較高的溫度條件下，拉力大小顯著影響著接續(xù)管的熱疲勞損傷水平。當(dāng)導(dǎo)線拉力低于40%RTS時(shí)，接續(xù)管仍能抵抗較高的熱循環(huán)次數(shù)，保持長(zhǎng)時(shí)間穩(wěn)定運(yùn)行；當(dāng)導(dǎo)線拉力處于40%～50%RTS時(shí)，接續(xù)管許用熱循環(huán)次數(shù)開始降低；當(dāng)導(dǎo)線拉力超過(guò)60%RTS時(shí)，接續(xù)管強(qiáng)度基本許用熱循環(huán)次數(shù)很低，損傷最為嚴(yán)重，機(jī)械強(qiáng)度大幅降低。

b)隨著熱循環(huán)溫度的升高，接續(xù)管損傷加重，重點(diǎn)出現(xiàn)在150～230 mm和340～420 mm區(qū)域，溫度越低，接續(xù)管管身中心未壓區(qū)的安全范圍也越大。在不同的導(dǎo)線拉力下，若導(dǎo)線拉力低于40%RTS，接續(xù)管仍能抵抗較高的熱循環(huán)次數(shù)，當(dāng)導(dǎo)線拉力超過(guò)50%RTS時(shí)，接續(xù)管損傷加重，強(qiáng)度降低。

c)熱荷載循環(huán)之后，接續(xù)管管口處內(nèi)側(cè)應(yīng)力高于外側(cè)應(yīng)力，應(yīng)力分布較為平穩(wěn)，約為45 MPa。通過(guò)分析可知，在0～207 mm時(shí)，接續(xù)管熱變形以Z軸方向位移為主導(dǎo)；在259～362 mm時(shí)，以Y軸方向位移為主導(dǎo)，X軸方向位移變化并不明顯。同時(shí)，在完成單次熱循環(huán)后，接續(xù)管的蠕變大小與各位置的損傷情況呈正相關(guān)。