異種管件接頭防滑槽壓接性能分析與評估

陳家慧, 馮 杰, 劉 曦, 彭 倩, 王方強, 何 鑫

(1. 國網四川省電力公司 電力科學研究院,成都 610041, E-mail: cjh13w@163.com;2.四川賽康智能科技股份有限公司,成都 610041)

近年來,隨著航空航天、電力、建筑等領域對管件連接提出輕量化、多功能化等新要求,鋁合金-鋼管壓接、鎂合金-鋁管壓接等異種材料管件壓接得到了廣泛應用[1-3]。異種管件壓接采用在非變形管件上開防滑槽,通過液壓或磁脈沖壓接等方式將變形管件壓入防滑槽內的方法,實現管件連接的機械鎖死[4]。防滑槽作為異種管件接頭的重要結構,是影響接頭壓接性能的主要因素,其漏壓、少壓等壓接缺陷導致的壓接性能劣化,會極大降低異種管件壓接的可靠性和安全性[5-6]。

目前,防滑槽的研究其一是針對防滑槽本身結構的研究,Fan等[7]和Sachin等[8]研究了防護槽深度、寬度和凹槽邊緣半徑對管件接頭強度的影響,其研究結果對于提高異種管件壓接強度具有理論指導意義,但無法評估壓接缺陷對防滑槽壓接性能的影響。防滑槽的研究其二則是通過實驗測量管件接頭拉斷力的方法來獲得壓接缺陷與防滑槽壓接性能的對應關系,呂占杰等[9]和程繩等[10]利用X射線成像技術測得防滑槽的實際壓接尺寸,并通過實驗研究了壓接量對管件接頭拉斷力的影響;周立憲等[11]通過實驗研究了壓接后防滑槽位置間隙對管件接頭拉斷力的影響;文獻[12-14]通過實驗研究了防滑槽壓接對導線握力的影響。這些研究為通過拉斷力來定性評判防滑槽的壓接性能提供了依據,但缺乏定量的評判標準,一方面導致壓接性能的評估成本提高,另一方面通過定性評價結果得出的報廢、復壓等處理意見會造成管件的浪費[15]。

本文以電力領域使用的線夾管件為例,通過定量分析防滑槽壓接量對管件接頭拉斷力的影響,提出了一種防滑槽壓接性能的定量評估方法。通過受力分析得到管件接頭拉斷力的表達式,進一步根據鋁管內壁的壓接應力、鋁管內壁的剪切強度條件和彎曲強度條件,得到防滑槽凸棱摩擦力和防滑槽凹槽剪力的計算模型,在此基礎上建立防滑槽壓接量與管件接頭拉斷力損失率的函數關系得到防滑槽壓接性能的評估模型,最后通過管件的拉斷力實驗驗證此評估模型的有效性。

1 防滑槽壓接性能分析

電力領域使用的線夾管件由鋼錨和鋁管兩部分組成,鋼錨主要包括防滑槽和鋼管,其典型結構如圖1所示。

▲圖1 管件結構示意圖

管件與導線(通常為鋼芯鋁絞線)的壓接在三處進行,首先在鋼芯壓接處壓接固連導線鋼芯與鋼管,其次在鋁絞線壓接處壓接固連導線鋁絞線和鋁管,最后在防滑槽壓接處壓接固連鋁管和防滑槽。壓接后管件分別在三處壓接處產生握力,鋼管握住導線鋼芯并承受鋼芯部分的拉力,鋁管握住導線鋁絞線承受鋁絞線部分的拉力,并通過握住鋼錨防滑槽,將這部分拉力傳遞到防滑槽上,防滑槽后端與輸電塔相連,從而實現將導線上的全部拉力通過防滑槽后端傳遞到輸電塔上。

▲圖2 防滑槽壓接缺陷

防滑槽壓接處是壓接操作過程中最容易產生壓接缺陷——漏壓或少壓的位置,圖2所示為兩凹槽管件的防滑槽壓接缺陷示意圖,防滑槽漏壓或少壓都表現為防滑槽的壓接量x小于正常值l,壓接量的變化會引起管件接頭拉斷力的變化,從而影響防滑槽的壓接性能。據此可以得到圖3所示的防滑槽壓接性能定量評估原理框圖。

如圖3所示,首先對參與防滑槽處壓接的各部分管件結構進行受力分析,借此得到管件接頭拉斷力的計算公式,并從中提取防滑槽部分的貢獻——防滑槽凸棱的摩擦力和凹槽的剪切力,然后分別研究防滑槽壓接量與這兩種力的定量關系,進而研究壓接量和管件接頭拉斷力的函數關系,本文通過上述原理來研究防滑槽壓接性能的定量評估方法。

▲圖3 壓接性能定量評估原理

2 防滑槽壓接性能的定量評估

2.1 管件的拉斷力分析

2.1.1 鋁管的受力分析

鋁管是將導線鋁絞線部分的拉力傳遞到防滑槽的媒介,圖4所示為鋁管的受力分析。

▲圖4 鋁管受力示意圖

(1)

2.1.2 鋼錨的受力分析

圖5所示為鋼錨的受力分析。

▲圖5 鋼錨受力示意圖

防滑槽后端與輸電塔連接,傳遞來自導線的全部拉力,其所受輸電塔的支反力為TB,方向沿x軸負方向。鋼錨前端鋼管承受導線鋼芯的拉力Fgg,方向沿x軸正方向。在防滑槽壓接處鋼錨受到來自鋁管內壁的剪力和摩擦力的反力FS和Ff,其方向沿x軸正方向。

在四個力的共同作用下,鋼錨達到受力平衡,有

(2)

2.1.3 導線的受力分析

圖6所示為導線的受力分析。

▲圖6 導線受力示意圖

由圖6可以得到導線拉力的傳遞過程:導線上的拉力首先通過鋁管傳遞到防滑槽壓接處,當拉力達到防滑槽承受力的最大值后,多余的拉力才會傳遞到鋼芯壓接處。當拉力超過防滑槽壓接處承受力的最大值與導線鋼芯的額定拉斷力Tg之和時,由于導線伸出了一段鋼芯與鋼管壓接,鋼管與鋼芯交界處的橫截面積最小,并且容易應力集中,因此導線的這段鋼芯會首先被拉斷。拉斷時導線上的拉力就是管件的實際拉斷力TN,其滿足下列關系式。

(3)

綜合分析式(1)～式(3),可以得到管件接頭拉斷力TN的表達式為

TN=Ff+FS+Tg

(4)

防滑槽漏壓或少壓時,會導致防滑槽能承受的力(Ff+FS)減小,由式(4)可知,(Ff+FS)減小會導致管件的實際拉斷力減小,因此需要對防滑槽壓接量產生的影響進行定量分析。

2.2 防滑槽力學模型的建立

2.2.1 防滑槽凸棱的摩擦力計算

防滑槽由凸棱和凹槽兩部分組成,壓接后鋁管內壁會同時在與凹槽和凸棱的接觸面之間產生摩擦力,但由于鋁管壓入凹槽的部分產生的壓接應力變化較大,因此在計算摩擦力時忽略這部分摩擦力,這樣最終的計算結果是偏于安全的。

如圖7所示,凹槽的寬度為a,外徑為dg;凸棱的寬度為b,外徑為Dg。

▲圖7 防滑槽受力示意圖

設防滑槽的壓接量為x,其正方向為水平向右,則鋁管內壁和凸棱之間的摩擦力表達式為

(5)

式中:μgA為鋼和鋁之間的靜摩擦系數,取0.17;PA為壓接鋁管時的壓接應力。

管接頭拉斷試驗的相關參數如表1所示。

表1 管件接頭拉斷力實驗基本參數

以表1所示的管件為例(本節分析圖線的參數均參照表1),利用式(5)得到凸棱摩擦力隨防滑槽壓接量的變化曲線,如圖8所示,凸棱的摩擦力隨防滑槽壓接量的增加而呈周期性增加,這一特性符合防滑槽的結構特點。

▲圖8 凸棱摩擦力變化曲線

2.2.2 防滑槽的剪力計算

鋁管壓入防滑槽的部分會在防滑槽處產生剪力FS,使鋁管內壁發生剪切或彎曲破壞,鋁管與防滑槽之間的最大剪力可分別用壓入凹槽的鋁管的剪切和彎曲強度條件去衡量,設防滑槽的壓接量為x,則有

(6)

(7)

式中:τ為鋁管的抗剪強度,一般取62 MPa;σbA為鋁管的彎曲應力,一般取76 MPa;h為防滑槽的肩高,其值為(Dg-dg)/2。

聯立式(6)和式(7)得

(8)

(9)

由式(9)繪出凹槽剪力隨防滑槽壓接量的變化曲線,如圖9所示,防滑槽壓接量在曲線段時,鋁管內壁將發生彎曲破壞,壓接量在斜線段和直線段時,鋁管內壁只會發生剪切破壞。凹槽的剪力隨防滑槽壓接量的增加也呈周期性增加,這一特性同樣符合防滑槽的結構特點。

▲圖9 凹槽剪力變化曲線

2.3 防滑槽壓接性能的定量評估模型

當管件正常壓接時,理論上管件的拉斷力等于導線的額定拉斷力TD,當管件的防滑槽漏壓或少壓時,管件的拉斷力可用式(4)表達,因此使用管件的拉斷力損失率η來評判防滑槽壓接量x的影響,也即防滑槽壓接性能的評估模型。

(10)

由于導線的額定拉斷力TD等于導線鋼芯的額定拉斷力Tg與導線鋁絞線的額定拉斷力TA之和,聯立式(4)、式(5)、式(9)和式(10)可得

(11)

式中:TD、TA和Tg都可由導線的參數手冊查得。

式(11)是防滑槽壓接量x的函數,依據表1數據可以得到其拉斷力損失率隨防滑槽壓接量x的變化曲線,如圖10所示。

▲圖10 管件接頭拉斷力損失率變化曲線

由圖10可知,當防滑槽壓接量為0時,管件接頭拉斷力的損失率為52.05%,此時管件只能承受等于導線鋼芯拉斷力的拉力;當防滑槽壓接量為正常壓接量(防滑槽全部壓接)的一半時,管件的拉斷力損失率為9.755%;當防滑槽壓接量為17.07 mm時,管件的拉斷力損失率為0,這表示理論上防滑槽壓接量不小于17.07 mm時,管件的拉斷力將等于導線的額定拉斷力。

式(11)建立了防滑槽壓接性能的定量評估模型,實際應用中,在檢測得到管件防滑槽處的壓接情況后,可以定量得到拉斷力的損失率情況,以此來判斷處理方法是報廢、復壓或是繼續使用,由此可以提高管件的制造和使用效率。

3 實驗驗證與分析

為驗證建立的防滑槽壓接性能定量評估模型的有效性,進行了管件接頭拉斷力的實驗驗證。實驗中采用的管件型號為NY-300/40,鋼芯鋁絞線型號為LGJ-300/40,其基本參數見表1。

3.1 管件接頭拉斷力實驗準備

實驗制作了30個正常壓接(壓接量為28 mm)的管件、10個防滑槽壓接1/2(壓接量為14 mm)的管件和10個防滑槽不壓接(壓接量為0)的管件,用以驗證評價模型的正確性。所有管件的壓接過程均為同一批人員操作同一大噸位分體式液壓機進行壓接,嚴格按照鋁管70 MPa和鋼管265 MPa來控制壓接應力。壓接完成后利用X射線成像對管件的壓接質量進行檢測,得到的典型圖譜如圖11所示,圖11(a)為正常壓接的管件,圖11(b)為防滑槽壓接1/2的管件,圖11(c)為防滑槽不壓接的管件。

▲圖11 典型壓接的X射線圖譜

實驗中采用的鋼芯鋁絞線的長度為4 m(去除管件長度),型號為LGJ-300/40,標定的額定拉斷力為92.22 kN,因此實驗時拉力儀器的拉力值從0 kN逐漸增加到100 kN,一直到線纜或者管件拉斷,否則達到100 kN后停止。導線的兩端先都用管件正常壓接,進行5組實驗,以其拉斷力的均值作為本批次正常壓接的管件的拉斷力。再進行10組對照實驗,導線一端用管件正常壓接,另一端管件防滑槽壓接1/2,記錄本批次缺陷壓接的拉斷力。最后進行10組對照實驗,導線一端用管件正常壓接,另一端防滑槽不壓接,記錄缺陷壓接的拉斷力。實驗現場如圖12所示。

▲圖12 拉斷力實驗現場圖

3.2 管件接頭拉斷力實驗結果

正常壓接的5組拉斷力實驗結果見表2,防滑槽壓接1/2的10組拉斷力實驗結果見表3,防滑槽不壓接的10組拉斷力試驗結果見表4。

表2 正常壓接的拉斷力實驗結果

表3 壓接1/2的拉斷力實驗結果

表4 不壓接的拉斷力實驗結果

實驗結束后分別對正常壓接、防滑槽壓接1/2、防滑槽不壓接的管件進行X射線成像檢測,結果如圖13所示,正常壓接、防滑槽壓接1/2、防滑槽不壓接三種情況均在這一位置附近斷裂。

▲圖13 拉斷力實驗后X射線圖譜

3.3 拉斷力實驗結果分析

3.3.1 實驗數據的有效性分析

實驗中的鋼芯鋁絞線額定拉力為92.22 kN,而實驗中正常壓接管件的拉斷力均值為90.98 kN,且拉斷力全部小于額定拉力。這一結果一方面是由于管件壓接時,壓接力控制不均勻,可能會使鋼芯破損或疲勞等,導致拉伸時比未壓接的鋼芯鋁絞線更容易斷裂[14];另一方面國標中規定該類型鋼芯鋁絞線的額定拉力為92.22 kN,但實際其能夠承受的拉力極限可能會有一定的變化。此外,正常壓接的拉斷力均值符合國標規定的不小于額定拉斷力的95%,因此,正常壓接的拉斷力數據是有效的。

本次實驗中的管件均為相同工程人員、同一液壓機的相同力值壓接,可以認為本次實驗中的管件壓接程度相同,因此,本實驗得到的防滑槽壓接1/2、防滑槽不壓接的實驗數據也是有效的。

3.3.2 對管件接頭拉斷力影響評價模型的驗證

2.1.3節通過受力分析得出,無論是正常壓接,還是防滑槽漏壓或少壓,管件最終的斷裂位置都是導線鋼芯與鋼錨前端鋼管的交界處,這與實驗中的導線的斷裂位置相符。

2.3節的拉斷力損失率數據顯示,當防滑槽不壓接時,管件接頭拉斷力的損失率為52.05%,實驗數據顯示,防滑槽不壓接與正常壓接相比,拉斷力損失率在51.05%～52.77%之間浮動,理論損失率和試驗損失率的誤差小于1%,這一結果是因為壓接后導線的鋁絞線部分和鋼芯部分的均有不同程度的拉斷力損失。

當防滑槽壓接1/2時,管件接頭拉斷力的損失率是9.755%,而實驗數據顯示,防滑槽壓接1/2與正常壓接相比,拉斷力損失率在8.76%～9.32%之間浮動,理論損失率和實驗損失率的誤差小于1%,且理論損失率都大于試驗損失率,造成這一結果的原因可能是壓接后鋁管內壁與防滑槽之間產生了摩擦力,或是防滑槽壓接時在后端多壓接了一段距離,導致拉斷力的損失率降低,這也說明壓接性能評估模型的評估結果相對保守且安全的。

綜上所述,實驗結果表明,本文建立的防滑槽壓接性能定量評估模型是正確且有效的。

4 結論

(1) 以電力領域使用的線夾管件為例,通過受力分析,分別建立了防滑槽凸棱摩擦力和防滑槽凹槽剪力的計算模型,在此基礎上建立了防滑槽壓接性能的定量評估模型,該模型可以定量分析防滑槽壓接量變化時,管件接頭拉斷力的損失率變化情況,為異種材料管件接頭防滑槽壓接缺陷檢測后管件的處理方法提供了理論依據。

(2) 通過拉斷力實驗對建立的定量評估模型進行了驗證。實驗結果表明,管件的斷裂位置與理論分析一致,并且管件接頭拉斷力的理論損失率與實驗損失率的差距小于1%,因此,可以認為防滑槽壓接性能的定量評估模型是正確且有效的。