低温条件下避雷针失效状态分析与仿真模拟

胡洁梓，罗宏建，廖玉龙，周宇通，林钧

（1.国网浙江省电力公司电力科学研究院，杭州310014；2.国网浙江省电力公司经济技术研究院，杭州310008；3.国网浙江省电力公司宁波供电公司，浙江宁波315010）

低温条件下避雷针失效状态分析与仿真模拟

胡洁梓1，罗宏建1，廖玉龙2，周宇通1，林钧3

（1.国网浙江省电力公司电力科学研究院，杭州310014；2.国网浙江省电力公司经济技术研究院，杭州310008；3.国网浙江省电力公司宁波供电公司，浙江宁波315010）

针对低温环境下发生的多起避雷针断裂倒塌事故，以避雷针结构和材质为主要研究对象，通过宏观检查、金相分析、力学分析等实验，结合强度模拟计算手段，综合分析失效原因。结果表明，此次事故主要原因是避雷针内部积水在低温状况下发生冰冻，致使焊接法兰上的未熔合角焊缝在冰体积膨胀产生的附加应力作用下开裂。同时指出，目前所用的Q235B材质隐患也不容忽视。最后，对避雷针的结构、选材、检验和监督管理提出相应的措施和建议。

避雷针；低温；断裂；模拟

0 引言

入冬以来，浙江省内某变电站220 kV构架避雷针发生多起断裂倒塌事故，结构均为钢管避雷针，每根有4节钢管，钢管与法兰间通过角焊缝焊接而成，法兰之间直接用螺栓连接。避雷针设计风压500 N/m2，可承受28 m/s（11级）以下的风力。发生断裂的为避雷针上往下数第3节法兰与第4节钢管间的角焊缝，导致避雷针第3节以上部分整体倒塌。根据厂家提供的原材料质保书，倒塌的避雷针材质为Q235B。

以下通过宏观检查、金相分析、力学分析、成分鉴定等常规失效分析手段，结合强度模型和模拟计算等先进技术，从避雷针的设计、选材、检验和监督多个方面，提出预防、预控、预测的对策，为相关设计、生产厂家以及电网建设和运维单位提供参考。

1 宏观检查

图1是避雷针焊接法兰开裂的宏观照片，整圈开裂的焊缝伴有锈蚀、撕裂和未熔合的痕迹。焊缝在Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ这3个区域的断面非常平整，从内壁到外壁均有未熔合情况。Ⅳ区的局部放大照片中显示焊缝位置有明显撕裂痕迹，判断该处是最后撕开的位置；Ⅰ区和Ⅱ区之间存在锈蚀痕迹，分析认为该处开裂时间较久，加之焊缝Ⅰ区和Ⅱ区都存在钢管和法兰间角焊缝未熔合、强度不足，该处应该是起裂位置。

图1 避雷针开裂焊接法兰宏观照片

2 金相组织分析

取法兰焊缝位置镶嵌样做金相分析，图2是焊缝断口金相照片，可见断面不平整，边缘尖端呈撕扯痕迹，边缘内部孔洞有明显取向，应是焊缝断开撕裂导致。图3是焊接板熔合线金相照片，左边是热影响区，右边是焊缝区，焊缝区域面积较小，与图1部分母材未熔合的宏观照片相对应，证实该处角焊缝有效焊接面积小且不均匀。金相组织经放大后观察发现：焊缝组织索氏体清晰正常；热影响组织内部有粗晶和细晶之分，都是铁素体+索氏体；母材组织铁素体+珠光体，属于Q235B材料的正常组织。

图2 焊接法兰断面金相照片

3 力学性能分析

根据相关技术标准，Q235A不作冲击韧性要求；Q235B做常温（20℃）冲击试验；Q235C做0℃冲击试验；Q235D做-20℃冲击试验；Q235E做-40℃冲击韧性试验。冲击韧性试验采用夏比V形缺口试件，要求上述B，C，D级钢在不同温度条件下，KV2（V型缺口试样在2 mm摆锤刀刃下的冲击吸收功）应不小于27 J。

图3 焊接法兰熔合线金相照片

从原料厂提供的钢板上取样，并分别在20℃，10℃，0℃，-10℃，-20℃和-30℃下做KV2的冲击试验，具体数据参见表1。图4冲击吸收功分布曲线表明：20℃，10℃和0℃下KV2的冲击吸收功离散度很大；20℃下6个试样最低冲击吸收功只有28 J，最高达246 J；10℃下最低冲击吸收功18 J，最高达212 J；0℃最低和最高冲击吸收功分别是8 J和202 J。低温下所有试样冲击吸收功急速下降，数据的离散性好于0℃以上的冲击吸收功数据。-30℃下的冲击试验数据离散性是所有数据中最好的，集中在10 J以下。

表1 不同温度下Q235B冲击吸收功

图5（a）—（c）的断口宏观照片，分别是20℃下2个冲击试样和-30℃下的1个冲击试样断口。图5（a）是典型的韧性断口，纤维状位于中间区域，呈现凹凸不平的宏观外貌；剪切唇形貌区域在断口边缘出现，呈现倾斜断面。图5（b）是典型的脆性断裂形貌，断口平齐而发亮。图5（c）断口与图5（b）类似，也是脆性断口，几无纤维区和剪切唇，断口平滑，呈结晶状。

图4 Q235B在不同温度下冲击吸收功的分布曲线

冲击试验结果显示，0℃以上冲击试验数据离散性较大，同一温度下冲击吸收功大的（246 J）如图5（a）断口呈现韧性断裂，冲击吸收功小的（28 J）如图5（b）断口呈现脆性断裂，说明材料的力学性能存在不均匀的特点，因为Q235B允许采用F沸腾钢（沸腾钢成本要远低于镇静钢），而沸腾钢是脱氧不完全的钢，材料的塑性和均匀性较差，很有可能出现同一试样在同一温度下冲击值相差巨大，离散严重的问题。-30℃下的冲击断口如图5（c）所示，都是脆性断口，结合冲击数据，可以证实此时的Q235B已经完全转变成脆性材料[1]。

4 模拟计算

失效时避雷针受自重、风载、覆冰重力、冰膨胀力等作用，其中自重与风载均在设计范围内，覆冰重力由于避雷针自身横截面较小可以忽略，因此造成避雷针断裂倒塌的主要应力是内部积水结冰产生的附加应力。避雷针钢管管径从下往上逐渐变小，管径小的管相对表面积较大，极端低温天气下会先结冰，封住法兰中心的通孔，使下部避雷针钢管形成一个密闭容器，冰的体积膨胀受到限制，产生附加应力。水在结成冰后，体积由单位“1”增至“1.09”，且在温度0～-4℃区间内体积随温度的下降而膨胀，与此相反钢的体积则随着温度的下降而缩小。在冰体积递增的过程中，避雷针钢管承受的附加应力也在增加[2]。

4.1 钢管内积水结冰模拟计算

构建有限元模型，外壳里面充满水，模拟水结冰过程对外壳的影响。从图6轴向应力可以看出，在上端板与避雷针钢管的角焊缝处，应力达到915 MPa，远远大于Q235B的许用应力（235 MPa）。因此当水结冰后，产生的应力过大是避雷针角焊缝失效的主要原因。

图6 水结冰后对外壳产生的轴向应力

图7模拟的是钢管上端设置加强筋后的轴向应力情况，上端板承受应力急剧增大，达到2 329 MPa。这是由于上端板设置加强筋，会增大上端板刚度，使其不易变形。但冰的膨胀依然存在，上端板不易变形，会限制冰的膨胀量，冰对上端板推力急剧增大。尽管上端板角焊缝结构得到加强，但应力依然存在，将率先在管子薄弱部位破裂。设置加强筋无法从根本上解决积水结冰产生的应力，但若角焊缝断裂，加强筋对防止避雷针倒塌能起到一定作用[3]。

图5 冲击试样断口宏观照片

图7 上端板设置加强筋后的应力分布

4.2 角焊缝未焊透渗水结冰模拟计算

根据DL/T 646-2012《输变电钢管结构制造技术条件》，此次避雷针钢管与平面法兰的角焊缝属于外观二级，无须进行内部无损检测。由于焊缝不打坡口，可能存在的未焊透渗入积水结冰后，也会对焊缝强度产生不利影响。

钢管与平面法兰的角焊缝具有轴对称特点，可以通过一个截面展示此类问题特点。以此次避雷针钢管角焊缝尺寸为原型，建立图8模型。该模型给出了角焊缝的一个截面，焊缝根部存在1 mm宽、2.5 mm深的未焊透。模拟未焊透中渗进了水，结冰产生附加应力的情况。

图8 钢管角焊缝有限元模型

从图9的计算结果可以看出，水变成冰后膨胀，在角焊缝内侧产生附加应力，根部应力最大，可达246.33 MPa，与Q235B的许用应力相当。未焊透渗入水后，在极寒天气下水结成冰，会给角焊缝根部一个较大的膨胀力，使角焊缝极易诞生初始裂纹。裂纹产生后，渗入水的二次结冰，会对角焊缝产生更大的膨胀力导致裂纹扩展，最后失效断裂。

图9 模拟计算结果

5 分析与讨论

通过有限元计算模型和焊缝检查，认为此次事故主要是由于避雷针内积水在结冰过程中膨胀产生的应力使避雷针在未熔合的角焊缝位置开裂，扩展后导致倒塌，但是Q235B材质隐患也不容忽视[4]。

材质Q235质量分为A，B，C，D，E不同等级，其杂质含量依次减少，以A级质量较差，E级质量最高。因为杂质元素S，P，As，Sn，Sb等在晶界偏聚，会降低晶界表面能，易沿晶扩展，发展为脆性断裂，致使钢的韧性下降。A级和B级钢各有F（沸腾钢）、b（半镇静钢）和Z（镇静钢）3种脱氧方法，C级钢只有镇静钢，D级钢只有特殊镇静钢。沸腾钢是脱氧不完全的钢，塑性和韧性较差，用这种材料制成的焊接结构，受动力载荷作用时接头容易出现裂缝，低温下又会产生硬化现象。相比之下，镇静钢质优而匀，塑性和韧性都好。

此次Q235B焊接法兰很有可能是沸腾钢因其材质不均匀，内部韧性和塑性相差大，在0℃以下韧性下降明显，开始韧脆转变，-30℃下完全转变成脆性材料，几无韧性。故用这种材料制成的焊接结构，受动力载荷作用时接头易出现裂缝，不宜在低温下工作[5]。

6 结论和建议

综上所述，此次220 kV构架避雷针断裂倒塌事故的主要原因是：

（1）避雷针无排水孔，导致钢管内积水无法及时排除，在0℃以下发生冰冻，冰的体积膨胀产生附加应力破坏焊缝。

（2）钢管与法兰的焊缝多处存在未熔合，导致实焊区面积小且焊缝宽度不均匀，在应力作用下，未熔合区域（Ⅰ区和Ⅱ区）附近率先发生开裂，迅速扩展直至在Ⅳ区撕开，焊缝完全断开，导致法兰以上避雷针结构整体倒塌[6]。

对此，建议设计、生产厂家以及电网建设和运维单位采取以下防范措施：

（1）设计单位应对该避雷针的积水问题进行结构上的调整，例如预留排水孔等。

（2）制造单位应按照标准对法兰与钢管角焊缝的质量进行管控[7]。

（3）使用单位在低温冰冻期间应加强避雷针的运行监控，对类似结构的避雷针角焊缝加焊加强筋，对有开裂缺陷的结构应及时补强或更换[8]。

[1]沈一平，蔡岳峰，王昕.架空绝缘导线带电接续技术的研究[J].浙江电力，2016，35（1）∶19-22.

[2]马崇，程明，陈韶瑜，等.风载荷下避雷针塔静态受力分析[J].河北电力技术，2015，34（1）∶52-54.

[3]张社荣，李升，彭敏瑞.冰温度膨胀力对渡槽结构影响的有限元分析[J].天津大学学报，2008，41（9）∶1096-1102.

[4]陶礼兵，张杰，陆益民.电力钢管杆失效解析及改进对策[J].浙江电力，2013，32（10）∶74-80.

[5]杨富尧，李现兵，陈新，等.输电铁搭用角钢的应用及低温服役性能研究[J].中国电机工程学报，2013，33（1）∶117-122.

[6]范明，夏强峰，屠晔炜，等.一起220 kV设备引线线夹的失效故障分析[J].浙江电力，2013，32（8）∶29-32.

[7]张杰，俞培祥，王炯耿，等.GIS壳体焊缝质量问题分析与对策[J].浙江电力，2015，34（4）∶33-34.

[8]顾乐晋.输电线路的故障分析及防治措施[J].江西电力，2011，35（1）∶26-30.

（本文编辑：方明霞）

Failure State Analysis and Simulation of Lightning Rod in Low-temperature Condition

HU Jiezi1，LUO Hongjian1，LIAO Yulong2，ZHOU Yutong1，LIN Jun3
（1.State Grid Zhejiang Electric Power Research Institute，Hangzhou 310014，China；2.State Grid Zhejiang Economy Research Institute，Hangzhou 310008，China；3.State Grid Ningbo Power Supply Company，Ningbo Zhejiang 315010，China）

In view of lightning rod fracture and collapse in low-temperature conduction，the structure and material of the lightning rod are investigated.Through macroscopical inspection，metallurgical analysis and mechanical analysis as well as strength analog calculation，the failure causes are comprehensively analyzed.The result shows that the accident comes from stagnant water in the lightning rod frozen in low temperature，making the unmelted fillet on flange cracks under the action of ice expansion.The paper also indicates that quality of Q235B can not be neglected.In the end，countermeasures and suggestions for lightning rod structure，material selection，test and intendance are brought forward.

lightning rod；low temperature；fracture；simulation

10.19585/j.zjdl.201706004

1007-1881（2017）06-0016-04

TM753

B

2017-02-08

胡洁梓（1982），女，高级工程师，从事电力设备材料类失效分析和检测工作。