李 震 鄭海峰 陳俊岐 葉 成 張振鵬 趙 洪 張偉超

基于磁感應(yīng)聯(lián)合加熱的高壓海纜工廠接頭制備技術(shù)

李 震1鄭海峰2陳俊岐1葉 成3張振鵬4趙 洪1張偉超1

（1. 哈爾濱理工大學(xué)工程電介質(zhì)及其應(yīng)用教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 哈爾濱 150080 2. 哈爾濱哈普電氣技術(shù)有限責(zé)任公司 哈爾濱 150040 3. 中天科技海纜股份有限公司 南通 226010 4. 中國(guó)電力科學(xué)研究院有限公司 武漢 430074）

目前國(guó)內(nèi)外電纜廠家制備工廠接頭多采用經(jīng)典模具單向加熱技術(shù)（簡(jiǎn)稱單向加熱），雖然部分廠家已對(duì)磁感應(yīng)聯(lián)合加熱技術(shù)（簡(jiǎn)稱聯(lián)合加熱）進(jìn)行應(yīng)用，但對(duì)接頭處的溫度分布與絕緣性能研究甚少。該文對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱進(jìn)行電磁-熱仿真計(jì)算，根據(jù)仿真策略進(jìn)行試驗(yàn)，并取試樣進(jìn)行界面觀測(cè)，且對(duì)電學(xué)性能、交聯(lián)程度與力學(xué)拉伸性能進(jìn)行對(duì)比測(cè)試。研究結(jié)果表明，通過(guò)仿真分析，聯(lián)合加熱中感應(yīng)線圈向接頭區(qū)域傳遞的熱流密度遠(yuǎn)高于金屬模具，將預(yù)熱-交聯(lián)階段耗時(shí)由單向加熱的10 h降低至3 h 20 min，顯著提高了加熱效率，并使加熱區(qū)域達(dá)到合理溫度范圍；在聯(lián)合加熱中，與單向加熱相比，本體絕緣與恢復(fù)絕緣之間的過(guò)渡區(qū)域?qū)挾让黠@下降，熔合紋界面質(zhì)地有所提升，過(guò)渡區(qū)域絕緣電樹(shù)枝起始電壓升高，在0.2 MPa條件下，過(guò)渡區(qū)域絕緣熱延伸伸長(zhǎng)率明顯下降，且過(guò)渡區(qū)域絕緣的力學(xué)拉伸性能有所提升。聯(lián)合加熱中，過(guò)渡區(qū)域絕緣的界面質(zhì)地、電學(xué)性能、交聯(lián)程度與力學(xué)拉伸性能均有所提高的關(guān)鍵性因素是過(guò)渡區(qū)域絕緣界面的融合性相比于單向加熱有所提升。

海纜工廠接頭 熱流密度 界面觀測(cè) 電樹(shù)枝 熱延伸 力學(xué)拉伸

0 引言

為了積極響應(yīng)“碳達(dá)峰、碳中和”的戰(zhàn)略目標(biāo)，海洋風(fēng)電、海上油田等能源的開(kāi)發(fā)規(guī)模逐漸增大。高壓海底電纜作為海上電力輸送過(guò)程的核心設(shè)備，保障其在運(yùn)行過(guò)程中的穩(wěn)定性是保障電力設(shè)備正常工作的重中之重[1-4]。受海纜制作工藝所限，單根海纜長(zhǎng)度無(wú)法達(dá)到敷設(shè)要求，需采用工廠接頭進(jìn)行連接，但因工廠接頭遠(yuǎn)不如電纜本體具有成熟的制造流程與工藝，因此其可靠性與電纜本體有較大差距，提升海纜工廠接頭的性能已成為海底電纜穩(wěn)定運(yùn)行的關(guān)鍵要素之一[5-7]。

在現(xiàn)有工廠接頭制備工藝中，經(jīng)典模具單向加熱技術(shù)（簡(jiǎn)稱單向加熱）應(yīng)用廣泛。即在接頭處采用模塑金屬模具進(jìn)行電阻加熱，使模具中溫度達(dá)到工藝要求，實(shí)現(xiàn)預(yù)熱、擠出模塑和交聯(lián)工藝過(guò)程。此工藝的優(yōu)點(diǎn)在于操作過(guò)程簡(jiǎn)單，接頭擠塑模具制作安裝方便。但由于電纜絕緣材料導(dǎo)熱率低、比熱容高的特性造成預(yù)熱-交聯(lián)過(guò)程中絕緣部位升溫困難，而較大截面導(dǎo)體線芯散熱速度很快，導(dǎo)致在模具溫度已經(jīng)超過(guò)材料的合理預(yù)熱溫度情況下，導(dǎo)體溫度還達(dá)不到材料的結(jié)晶熔化溫度，發(fā)生部分恢復(fù)絕緣先期交聯(lián)而另一部分恢復(fù)絕緣與反應(yīng)力錐處本體絕緣難以融合的窘境。進(jìn)而在反應(yīng)力錐交界面上產(chǎn)生氣泡、微裂紋等缺陷，造成絕緣系統(tǒng)耐電強(qiáng)度的下降[8-9]。

磁感應(yīng)聯(lián)合加熱技術(shù)（簡(jiǎn)稱聯(lián)合加熱），即在實(shí)施單向加熱的同時(shí)，在電纜絕緣層外部放置施加感應(yīng)電流的電磁感應(yīng)線圈，通過(guò)磁場(chǎng)作用使電纜導(dǎo)體線芯內(nèi)部產(chǎn)生渦流并發(fā)熱，同時(shí)向接頭處迅速傳熱，由此將導(dǎo)體線芯從“散熱源”轉(zhuǎn)變?yōu)椤鞍l(fā)熱源”，助力加熱過(guò)程，使加熱效率顯著提高，模具內(nèi)部更迅速達(dá)到擠出合理溫度范圍，可有效地優(yōu)化工廠接頭制造過(guò)程，提高制造質(zhì)量。

為了驗(yàn)證聯(lián)合加熱相比于單向加熱的優(yōu)勢(shì)，本文針對(duì)聯(lián)合加熱展開(kāi)研究，并以單向加熱作為對(duì)照，對(duì)接頭絕緣性能進(jìn)行對(duì)比測(cè)試。首先，利用COMSOL有限元仿真軟件對(duì)工廠接頭試樣構(gòu)建仿真模型，對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱的預(yù)熱-交聯(lián)階段進(jìn)行仿真，得到接頭處溫度場(chǎng)的時(shí)空分布，分析加熱模具與感應(yīng)線圈的熱流密度；然后，以計(jì)算結(jié)果作為依據(jù)，進(jìn)行500 kV高壓直流海纜聯(lián)合加熱與單向加熱預(yù)熱-擠出-交聯(lián)對(duì)照試驗(yàn)，結(jié)合仿真計(jì)算結(jié)果，對(duì)不同技術(shù)條件下接頭加熱效率以及加熱區(qū)域溫度的合理性進(jìn)行分析；最后，對(duì)接頭絕緣進(jìn)行采樣，通過(guò)界面觀測(cè)、電樹(shù)枝生長(zhǎng)特性實(shí)驗(yàn)、熱延伸伸長(zhǎng)率測(cè)試及力學(xué)拉伸性能測(cè)試對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱中工廠接頭絕緣性能進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證聯(lián)合加熱對(duì)接頭絕緣性能的提升作用[10-12]。

1 磁感應(yīng)聯(lián)合加熱技術(shù)設(shè)計(jì)與仿真計(jì)算

采用仿真計(jì)算分析接頭聯(lián)合加熱過(guò)程，可用最少的試驗(yàn)獲得聯(lián)合加熱的工藝參數(shù)和過(guò)程控制參數(shù)；而且，由于在現(xiàn)場(chǎng)制造過(guò)程中無(wú)法獲取工廠接頭制備區(qū)域內(nèi)部工藝溫度，通過(guò)仿真計(jì)算可直觀地獲得工廠接頭制備區(qū)域溫度的時(shí)空分布，達(dá)到對(duì)加熱過(guò)程中接頭部位的溫度場(chǎng)進(jìn)行詳細(xì)分析的目的，能夠?qū)β?lián)合加熱接頭制造過(guò)程提供平行參考，甚至成為制造過(guò)程的一環(huán)。因此，本文首先采用COMSOL Multiphysics仿真軟件對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱工廠接頭預(yù)熱-交聯(lián)階段進(jìn)行仿真計(jì)算，得到接頭處的整體溫度分布，同時(shí)為后續(xù)試驗(yàn)制定加熱策略[13-18]。

1.1 聯(lián)合加熱工藝與仿真模型建立

工廠接頭磁感應(yīng)聯(lián)合加熱示意圖如圖1所示，仿真選取標(biāo)稱截面為3 000 mm2、電壓等級(jí)為500 kV的高壓直流海纜試樣作為模型基礎(chǔ)。在圖1中，兩側(cè)感應(yīng)線圈對(duì)相應(yīng)位置導(dǎo)體線芯進(jìn)行感應(yīng)加熱并向中間接頭部位傳熱，線圈距離加熱模具外邊緣100 mm，每組線圈匝數(shù)均為10匝。金屬模具使用304不銹鋼材料，模具外部鋪設(shè)可控溫硅鋁合金材質(zhì)加熱套，對(duì)模具內(nèi)部腔體進(jìn)行加熱，同時(shí)金屬模具起到傳熱、定型與密封作用。

圖1 工廠接頭磁感應(yīng)聯(lián)合加熱示意圖

聯(lián)合加熱工藝分為預(yù)熱、擠出、交聯(lián)三個(gè)階段，具體步驟如下所示。

1）預(yù)熱階段：通過(guò)加熱使模具內(nèi)部腔體達(dá)到合理溫度范圍。

2）擠出階段：進(jìn)行絕緣熔體擠出，擠出結(jié)束后進(jìn)行熔體保溫定型。

3）交聯(lián)階段：對(duì)恢復(fù)絕緣完成升溫交聯(lián)。

單向加熱工藝步驟與聯(lián)合加熱基本相同。因擠出階段模具內(nèi)部腔體溫度分布與預(yù)熱結(jié)束時(shí)基本保持一致，期間無(wú)明顯熱流傳遞，故后文仿真計(jì)算只對(duì)預(yù)熱-交聯(lián)階段進(jìn)行研究，其中交聯(lián)階段初始溫度采用預(yù)熱階段結(jié)束溫度。

在仿真軟件中構(gòu)建工廠接頭二維軸對(duì)稱模型，通過(guò)調(diào)節(jié)感應(yīng)線圈的電流峰-峰值以及加熱套溫度從而制定加熱策略，使加熱區(qū)域迅速達(dá)到合理溫度范圍。模型基本尺寸參數(shù)見(jiàn)表1。仿真采用了固體傳熱、電磁場(chǎng)與表面輻射傳熱等耦合物理場(chǎng)。電纜表面與環(huán)境之間考慮自然對(duì)流換熱，表面換熱系數(shù)為2 W/(m2·K)，腔體內(nèi)部設(shè)為流體。電纜材料基本參數(shù)見(jiàn)表2，絕緣層與屏蔽層的熱物性參數(shù)隨溫度變化較大，將于本文1.2節(jié)進(jìn)行研究。

表1 仿真模型基本尺寸參數(shù)

Tab.1 Basic dimension parameters of simulation model （單位：mm）

表2 電纜材料基本參數(shù)

Tab.2 Basic property parameters of cable material

1.2 絕緣材料熱物性參數(shù)測(cè)試

聚合物材料通常為兩相（晶相與無(wú)定形相）共存狀態(tài)，溫度對(duì)結(jié)晶過(guò)程最為敏感，在某一溫度區(qū)間內(nèi)，材料晶相體積會(huì)隨著溫度升高而大幅下降，相態(tài)變化的同時(shí)也伴隨著熱物性參數(shù)的變化[19]。為了準(zhǔn)確地得到材料的熱物性參數(shù)，本文采用激光導(dǎo)熱儀對(duì)所用電纜試樣絕緣層與屏蔽層的導(dǎo)熱系數(shù)和比熱容隨溫度的變化關(guān)系進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果如圖2所示。

圖2 絕緣層與屏蔽層熱物性參數(shù)隨溫度變化曲線

圖2中，兩種材料的導(dǎo)熱系數(shù)與比熱容在75～100℃之間出現(xiàn)峰值，這是由于材料在結(jié)晶融化發(fā)生相變過(guò)程中吸熱而導(dǎo)致比熱容升高，導(dǎo)熱系數(shù)隨之升高。材料發(fā)生相變后，導(dǎo)熱系數(shù)與熔化前相比均有所下降，但隨著溫度繼續(xù)升高，兩種材料的熱物性參數(shù)隨溫度變化很小。

1.3 導(dǎo)體線芯等效導(dǎo)熱系數(shù)選取

高壓海纜絞合線芯填充厚度為0.1 mm的阻水帶，剖面如圖3a所示。但后續(xù)仿真計(jì)算若采用實(shí)際絞合線芯結(jié)構(gòu)，仿真計(jì)算量較大，故本文建模時(shí)省略了阻水帶部分，僅構(gòu)建導(dǎo)體線芯簡(jiǎn)化模型。本文所用電纜試樣的線芯材料基本為銅，故線芯簡(jiǎn)化模型的密度與比熱容可視為與銅一致。但考慮阻水帶的導(dǎo)熱系數(shù)僅為0.1 W/(m·K)，阻礙線芯層與層之間的導(dǎo)熱能力較強(qiáng)，若簡(jiǎn)化模型中線芯的導(dǎo)熱系數(shù)與銅一致，仿真過(guò)程會(huì)與實(shí)際升溫過(guò)程不符，所以需選取簡(jiǎn)化模型的等效導(dǎo)熱系數(shù)。

圖3 單感應(yīng)加熱電纜模型與仿真-實(shí)測(cè)對(duì)比曲線

為了確定等效導(dǎo)熱系數(shù)，本文取標(biāo)稱截面為3 000 mm2的500 kV電纜試樣進(jìn)行單感應(yīng)加熱實(shí)測(cè)，實(shí)測(cè)中感應(yīng)線圈與測(cè)溫點(diǎn)位置如圖3b所示。電流頻率為10.5 kHz、電流峰-峰值為800 A，測(cè)試時(shí)間為120 min。按照實(shí)測(cè)方案，將銅導(dǎo)熱系數(shù)400 W/(m·K)作為線芯導(dǎo)熱系數(shù)初始值，并以5W/(m·K)的步長(zhǎng)逐次降低，進(jìn)行多次仿真計(jì)算，直至線芯簡(jiǎn)化模型的升溫趨勢(shì)與實(shí)測(cè)相符。

當(dāng)導(dǎo)熱系數(shù)降至375 W/(m·K)時(shí)，各點(diǎn)實(shí)測(cè)值與仿真計(jì)算溫升趨勢(shì)相近，所以選取線芯等效導(dǎo)熱系數(shù)為375 W/(m·K)。圖3c為等效導(dǎo)熱系數(shù)選取前后仿真-實(shí)測(cè)過(guò)程測(cè)溫點(diǎn)的溫升對(duì)比曲線。在圖3c中，等效導(dǎo)熱系數(shù)選取前的仿真計(jì)算與實(shí)測(cè)過(guò)程相比，點(diǎn)2溫度偏低，點(diǎn)1、點(diǎn)3溫度偏高；而選取等效導(dǎo)熱系數(shù)后，各測(cè)溫點(diǎn)的仿真與實(shí)測(cè)溫升過(guò)程基本保持一致。

本節(jié)通過(guò)構(gòu)建線芯簡(jiǎn)化模型并選取等效導(dǎo)熱系數(shù)，有效地減小了仿真計(jì)算量，同時(shí)對(duì)提高本文后續(xù)仿真計(jì)算過(guò)程的準(zhǔn)確性也具有顯著意義。

1.4 工廠接頭預(yù)熱-交聯(lián)階段溫度推算

聚乙烯結(jié)晶熔化溫度為105～110℃，在接頭加熱過(guò)程中，當(dāng)溫度達(dá)到絕緣結(jié)晶熔化溫度時(shí)，本體絕緣結(jié)晶相熔化，呈無(wú)定型態(tài)，在合理溫度下可與恢復(fù)絕緣熔體充分融合，二者分子鏈相互纏結(jié)。同時(shí)恢復(fù)絕緣中的交聯(lián)劑過(guò)氧化二異丙苯（Dicumyl Peroxide, DCP）也向本體絕緣內(nèi)部滲透，引發(fā)過(guò)渡區(qū)絕緣產(chǎn)生交聯(lián)反應(yīng)，實(shí)現(xiàn)過(guò)渡區(qū)絕緣力學(xué)強(qiáng)度的建立。

本體絕緣與恢復(fù)絕緣的融合效果與過(guò)渡區(qū)熔體黏度高度關(guān)聯(lián)。擠塑過(guò)程中恢復(fù)絕緣與本體絕緣之間的接觸主要考慮材料的零切黏度，其黏度越低，融合效果越好。本文通過(guò)試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)對(duì)Cross-Arrhenius黏度模型進(jìn)行擬合，并推算出不同溫度下絕緣材料的零切黏度[20]。黏度模型公式為

對(duì)測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合可得到=0.013，b= 6 486.12，繪制材料零切黏度隨溫度的變化關(guān)系如圖4a所示。由圖4a可知，材料溫度升高，零切黏度降低，當(dāng)熔體溫度為110℃時(shí)，零切黏度約為1.22×105Pa·s；當(dāng)熔體溫度為130℃時(shí)，零切黏度降至約6.06×104Pa·s。因此，為了保證過(guò)渡區(qū)絕緣的融合性，預(yù)熱階段結(jié)束時(shí)模具腔體內(nèi)溫度不應(yīng)低于110℃。

工廠接頭溫度控制參數(shù)的另一個(gè)約束條件是絕緣材料的交聯(lián)體系[21]。取本文所涉及直流交聯(lián)聚乙烯（Cross-Linked Polyethylene, XLPE）電纜料與某交流XLPE電纜料經(jīng)過(guò)焦燒曲線測(cè)試，得到轉(zhuǎn)矩流變儀轉(zhuǎn)矩-時(shí)間變化曲線如圖5所示。由圖5可發(fā)現(xiàn)，在110～130℃的溫度下，55 min內(nèi)轉(zhuǎn)矩均未發(fā)生明顯變化，說(shuō)明材料黏度不變；而當(dāng)溫度升至140℃與150℃時(shí)，測(cè)試一段時(shí)間后，轉(zhuǎn)矩有不同程度的上升，150℃時(shí)轉(zhuǎn)矩上升速率高于140℃，說(shuō)明當(dāng)溫度達(dá)到140℃及以上，DCP分解引發(fā)的交聯(lián)反應(yīng)已使熔體黏度產(chǎn)生變化，且溫度越高，熔體黏度變化越明顯。

圖4 零切黏度隨溫度變化趨勢(shì)和不同溫度DCP分解率隨時(shí)間變化趨勢(shì)

圖5 不同溫度XLPE直流、交流電纜料轉(zhuǎn)矩-時(shí)間變化曲線

結(jié)合本文后續(xù)接頭制備試驗(yàn)可知，當(dāng)模具腔體體積為3 900 cm3、擠出機(jī)的熔體體積流率為195 cm3/min時(shí)，擠出階段熔體可在20 min內(nèi)充滿腔體，需得到材料在130℃條件下20 min時(shí)刻的DCP分解率。交聯(lián)劑DCP的半衰期（min）和分解率的關(guān)系為

其中

由式（3）和式（4）得到不同溫度下DCP分解率隨時(shí)間變化曲線如圖4b所示。圖4b中，在130℃、20 min時(shí)，DCP分解率為15%，此時(shí)轉(zhuǎn)矩流變儀的轉(zhuǎn)矩不變，說(shuō)明DCP分解率達(dá)到15%時(shí)引發(fā)的交聯(lián)反應(yīng)未對(duì)熔體黏度造成變化，熔體未達(dá)到熱固性狀態(tài)，仍具有很高的可塑性與流動(dòng)性，可認(rèn)為材料在130℃保持20 min時(shí)，熔體未發(fā)生先期交聯(lián)。綜上分析，為了保證擠出階段熔體不發(fā)生先期交聯(lián)現(xiàn)象，預(yù)熱結(jié)束時(shí)腔體溫度應(yīng)不高于130℃。

交聯(lián)階段應(yīng)適當(dāng)提高腔體溫度使恢復(fù)絕緣充分交聯(lián)。由圖4b可知，在145℃條件下，DCP分解達(dá)到80%、完成聚乙烯的大部分交聯(lián)需要40 min，在保證交聯(lián)程度的同時(shí)未超過(guò)試驗(yàn)預(yù)設(shè)交聯(lián)保溫時(shí)間；而當(dāng)溫度達(dá)到375℃，聚乙烯會(huì)發(fā)生一定程度的熱分解，因此在交聯(lián)階段，腔體溫度不得低于145℃，不得高于375℃[22]。

綜上所述，為保證過(guò)渡區(qū)絕緣的融合性且防止擠塑階段恢復(fù)絕緣發(fā)生先期交聯(lián)，預(yù)熱結(jié)束時(shí)接頭加熱區(qū)域合理溫度為110～130℃；交聯(lián)階段需保證恢復(fù)絕緣中DCP分解率達(dá)到80%及以上，故腔體溫度應(yīng)不低于145℃，且不得高于375℃。出于實(shí)驗(yàn)安全性考慮，本文交聯(lián)階段合理溫度范圍確定為145～160℃。

1.5 感應(yīng)線圈電流頻率參數(shù)確定

感應(yīng)線圈可有效提高接頭加熱效率，但若感應(yīng)線圈電流頻率過(guò)小，加熱效率過(guò)低；頻率過(guò)大，會(huì)導(dǎo)致屏蔽層溫升過(guò)高，故本文采用COMSOL仿真計(jì)算對(duì)線圈電流的合理頻率范圍進(jìn)行確定。設(shè)置感應(yīng)線圈電流峰-峰值為500 A，加熱時(shí)間為60 min，分別對(duì)5、10、15、20、35、50 kHz六種頻率工況下電纜絕緣層與屏蔽層的溫升情況進(jìn)行計(jì)算。內(nèi)、外屏蔽層溫升曲線與仿真計(jì)算中最高溫度點(diǎn)位置如圖6所示，所采用電纜模型結(jié)構(gòu)尺寸見(jiàn)圖1與表1。

圖6 60 min內(nèi)、外屏蔽層溫升曲線與最高溫度點(diǎn)位置

在圖6a中，當(dāng)電流頻率為5～20 kHz時(shí)，外屏蔽層最高溫度在41～51℃范圍，溫升幅度較?。欢娏黝l率為35 kHz與50 kHz時(shí)，外屏蔽層最高溫度分別為71℃與85℃，溫升幅度明顯提高。參考圖6b，當(dāng)頻率在10～50 kHz范圍時(shí)，內(nèi)屏蔽層最高溫度點(diǎn)的溫升趨勢(shì)相近，向外屏蔽層所傳遞熱流密度相近，可認(rèn)為電流頻率為35 kHz與50 kHz時(shí)外屏蔽層的過(guò)高溫度只由線圈感應(yīng)加熱所致。因此，為防止外屏蔽層受感應(yīng)加熱作用導(dǎo)致溫度過(guò)高而發(fā)生熱老化，線圈電流頻率應(yīng)不高于20 kHz。

圖6b中，當(dāng)電流頻率為5 kHz時(shí)，內(nèi)屏蔽層最高溫度僅為78℃，與10～50 kHz相比，線圈加熱效率明顯降低。因此，為了保證感應(yīng)線圈的加熱效率，線圈頻率應(yīng)不低于10 kHz。

綜上所述，為確保在不降低感應(yīng)加熱效率的前提下防止屏蔽層受感應(yīng)加熱作用發(fā)生過(guò)熱，線圈電流頻率應(yīng)控制在10～20 kHz范圍內(nèi)。本文仿真計(jì)算與實(shí)測(cè)所采用線圈電流頻率為10.5 kHz。

1.6 仿真計(jì)算過(guò)程與結(jié)果

本節(jié)首先對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱的仿真策略進(jìn)行敘述，其次對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行分析。

聯(lián)合加熱預(yù)熱-交聯(lián)階段策略如圖7a所示。預(yù)熱階段模具腔體溫度在50 min內(nèi)達(dá)到110～130℃之間，并進(jìn)行1 h保溫使溫度分布均勻，預(yù)熱階段共耗時(shí)1 h 50 min；交聯(lián)階段將恢復(fù)絕緣溫度在40 min內(nèi)升至145～160℃范圍，并進(jìn)行50 min保溫使交聯(lián)充分，交聯(lián)階段共耗時(shí)90 min，聯(lián)合加熱總耗時(shí)3 h 20 min。

圖7 聯(lián)合加熱與單向加熱預(yù)熱-交聯(lián)階段加熱策略

單向加熱預(yù)熱-交聯(lián)階段策略如圖7b所示。預(yù)熱階段將金屬模具溫度在20 min內(nèi)升至130℃，保持280 min，預(yù)熱階段共耗時(shí)300 min；交聯(lián)階段將金屬模具溫度在30 min內(nèi)由130℃升至160℃，保持270 min，交聯(lián)階段共耗時(shí)300 min，單向加熱總耗時(shí)10 h。

模具內(nèi)腔體區(qū)域劃分與測(cè)溫點(diǎn)位置如圖8所示，聯(lián)合加熱接頭處的溫度場(chǎng)仿真結(jié)果如圖9a～圖9d所示。在圖9a中，預(yù)熱升溫結(jié)束時(shí)模具腔體內(nèi)多數(shù)區(qū)域已達(dá)到合理的預(yù)熱溫度范圍，但反應(yīng)力錐中間點(diǎn)（具體位置見(jiàn)圖8）升溫較慢，僅達(dá)到97℃，需通過(guò)保溫過(guò)程將低溫區(qū)域升至合理預(yù)熱溫度范圍；圖9b中，預(yù)熱保溫階段結(jié)束時(shí)腔體溫度均達(dá)到119～130℃之間，在合理預(yù)熱溫度范圍；圖9c中，交聯(lián)升溫結(jié)束時(shí)恢復(fù)絕緣溫度達(dá)到145～160℃范圍；經(jīng)過(guò)交聯(lián)保溫，最終溫度分布如圖9d所示，此時(shí)最低溫度已達(dá)到154℃，可較充分交聯(lián)。

圖8 模具內(nèi)腔體區(qū)域劃分與測(cè)溫點(diǎn)位置

圖9 聯(lián)合加熱與單向加熱預(yù)熱-交聯(lián)階段溫度分布及熱流密度分布

單向加熱接頭的溫度場(chǎng)仿真結(jié)果如圖9e與圖9f所示。在圖9e中，預(yù)熱階段結(jié)束時(shí)，腔體外層區(qū)域（具體位置見(jiàn)圖8）溫度已達(dá)130℃，而內(nèi)層區(qū)域溫度只有86℃，基本保持穩(wěn)定，且未達(dá)到合理預(yù)熱溫度范圍；圖9f中交聯(lián)階段結(jié)束時(shí)，外層恢復(fù)絕緣溫度達(dá)到160℃，但內(nèi)層恢復(fù)絕緣溫度僅為115℃，基本保持穩(wěn)定，且未達(dá)到合理交聯(lián)溫度范圍。

1.7 仿真計(jì)算結(jié)果分析

通過(guò)對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱仿真溫度分析可知，聯(lián)合加熱預(yù)熱-交聯(lián)階段總耗時(shí)3 h 20 min，恢復(fù)絕緣均達(dá)到合理交聯(lián)溫度范圍；而單向加熱經(jīng)過(guò)10 h的預(yù)熱-交聯(lián)過(guò)程，恢復(fù)絕緣仍未達(dá)到合理交聯(lián)溫度范圍。因此，聯(lián)合加熱效率遠(yuǎn)高于單向加熱，且加熱效果明顯提升。

為了對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱的加熱效率進(jìn)行直觀對(duì)比，本文取內(nèi)屏蔽層中間點(diǎn)作為測(cè)溫點(diǎn)（位置見(jiàn)圖8），對(duì)兩種加熱技術(shù)下測(cè)溫點(diǎn)在預(yù)熱階段110 min內(nèi)的溫升情況進(jìn)行對(duì)比，繪制曲線如圖10所示。圖10中聯(lián)合加熱50 min時(shí)，測(cè)溫點(diǎn)溫度已達(dá)119℃，并后續(xù)進(jìn)行60 min的保溫過(guò)程；而在單向加熱110 min時(shí)，測(cè)溫點(diǎn)溫度僅達(dá)到75℃。可認(rèn)為，聯(lián)合加熱與單向加熱效率差別明顯的主要因素在于感應(yīng)線圈對(duì)接頭處所提供的熱量遠(yuǎn)高于金屬模具，導(dǎo)體線芯成為主要熱源從而實(shí)現(xiàn)接頭加熱區(qū)域的快速升溫。

圖10 聯(lián)合加熱與單向加熱測(cè)溫點(diǎn)預(yù)熱溫升對(duì)比曲線

為了驗(yàn)證上述推測(cè)，本文對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱中的熱流密度進(jìn)行分析（圖9中箭頭大小和密度均表示熱流密度大小和分布）。在圖9a、圖9c的聯(lián)合加熱預(yù)熱升溫與交聯(lián)升溫階段中，感應(yīng)線圈作為主要加熱源向模具內(nèi)腔體傳遞的熱流密度遠(yuǎn)高于金屬模具，極大地提高了加熱效率。在圖9b、圖9d的聯(lián)合加熱預(yù)熱保溫與交聯(lián)保溫階段中，感應(yīng)線圈對(duì)接頭中間區(qū)域所傳遞的熱量與接頭中間區(qū)域沿導(dǎo)體線芯向外擴(kuò)散的熱量基本持平，感應(yīng)線圈實(shí)現(xiàn)對(duì)接頭區(qū)域的熱流封鎖，起到對(duì)熱源保溫的作用。

在圖9e、圖9f的單向加熱預(yù)熱階段和交聯(lián)階段中，因?qū)w線芯具有較高的導(dǎo)熱系數(shù)，腔體內(nèi)層區(qū)域熱量會(huì)沿著導(dǎo)體線芯不斷流失，導(dǎo)致腔體中產(chǎn)生較大溫差，腔體內(nèi)層區(qū)域溫度低于外層區(qū)域。若在預(yù)熱階段過(guò)度提高金屬模具溫度，腔體外層區(qū)域溫度會(huì)超過(guò)130℃，導(dǎo)致該部位恢復(fù)絕緣先期交聯(lián)；若在交聯(lián)階段過(guò)度提高金屬模具溫度，外層恢復(fù)絕緣溫度過(guò)高將產(chǎn)生絕緣熱損傷，且操作過(guò)程存在較大的安全隱患。

綜上所述，聯(lián)合加熱中感應(yīng)線圈對(duì)導(dǎo)體線芯提供較大熱流，將導(dǎo)體線芯由“散熱源”轉(zhuǎn)變?yōu)椤鞍l(fā)熱源”，解決了導(dǎo)體線芯散熱過(guò)快的問(wèn)題，將接頭加熱過(guò)程由單向加熱的10 h縮短至3 h 20 min，極大地提升了接頭加熱效率，同時(shí)也保證了預(yù)熱-交聯(lián)階段接頭加熱區(qū)域均處于合理的溫度范圍。

2 聯(lián)合加熱與單向加熱對(duì)照試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)平臺(tái)與試驗(yàn)過(guò)程

為了驗(yàn)證仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性以及其對(duì)接頭加熱試驗(yàn)的指導(dǎo)性作用，本文以仿真方案為依據(jù)進(jìn)行聯(lián)合加熱與單向加熱對(duì)照試驗(yàn)。聯(lián)合加熱試驗(yàn)平臺(tái)如圖11所示。試驗(yàn)所采用電纜接頭試樣、加熱策略以及外界環(huán)境條件皆與仿真計(jì)算保持一致。取內(nèi)屏蔽層中間點(diǎn)與反應(yīng)力錐中間點(diǎn)作為測(cè)溫點(diǎn)，通過(guò)熱電偶溫度傳感器對(duì)兩點(diǎn)溫度進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，將實(shí)測(cè)溫度數(shù)據(jù)與仿真計(jì)算結(jié)果加以對(duì)照。擠出階段使用25型單螺桿擠出機(jī)進(jìn)行操作，擠出絕緣電纜料與電纜本體保持一致。

圖11 磁感應(yīng)聯(lián)合加熱試驗(yàn)平臺(tái)

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

將試驗(yàn)過(guò)程測(cè)溫點(diǎn)與仿真計(jì)算的對(duì)應(yīng)點(diǎn)在預(yù)熱-交聯(lián)階段的溫升過(guò)程進(jìn)行對(duì)比，如圖12所示。圖12a為聯(lián)合加熱預(yù)熱階段的溫升對(duì)比曲線，結(jié)合圖9b可知，在預(yù)熱階段110 min時(shí)，測(cè)溫點(diǎn)溫度均達(dá)到120℃，在合理預(yù)熱溫度范圍內(nèi)。在此條件下，絕緣材料的黏度較低，過(guò)渡區(qū)絕緣的融合性較高，同時(shí)DCP分解率很低，擠出時(shí)間內(nèi)可有效避免恢復(fù)絕緣先期交聯(lián)的現(xiàn)象發(fā)生。圖12c為單向加熱預(yù)熱溫升對(duì)比曲線，結(jié)合圖9e可知，單向加熱的溫升速率遠(yuǎn)低于聯(lián)合加熱，在預(yù)熱階段300 min時(shí)，內(nèi)屏蔽層中間點(diǎn)溫度僅達(dá)到86℃，反應(yīng)力錐中間點(diǎn)溫度僅為104℃，未達(dá)到合理的預(yù)熱溫度范圍。在此溫度條件下進(jìn)行擠出操作，會(huì)降低反應(yīng)力錐過(guò)渡區(qū)絕緣界面的融合性。

圖12 聯(lián)合加熱與單向加熱測(cè)溫點(diǎn)仿真-實(shí)測(cè)對(duì)比曲線

圖12b為聯(lián)合加熱交聯(lián)階段的溫升對(duì)比曲線，結(jié)合圖9d可知，在交聯(lián)階段40 min時(shí)，腔體內(nèi)最低溫度點(diǎn)為內(nèi)屏蔽層中間點(diǎn)，該點(diǎn)溫度達(dá)到147℃，并繼續(xù)受熱50 min至該點(diǎn)溫度達(dá)到154℃，DCP分解率可達(dá)到80%以上，故認(rèn)為恢復(fù)絕緣可充分交聯(lián)。圖12d為單向加熱交聯(lián)溫升對(duì)比曲線，結(jié)合圖9f分析可知，單向加熱交聯(lián)階段的溫升速率同樣遠(yuǎn)低于聯(lián)合加熱。經(jīng)過(guò)300 min交聯(lián)過(guò)程，內(nèi)屏蔽層中間點(diǎn)溫度僅為114℃，反應(yīng)力錐中間點(diǎn)溫度僅為143℃，經(jīng)過(guò)較長(zhǎng)加熱時(shí)間仍未達(dá)到合理交聯(lián)溫度范圍，腔體內(nèi)層過(guò)低的溫度會(huì)導(dǎo)致內(nèi)層過(guò)渡區(qū)絕緣及恢復(fù)絕緣交聯(lián)不充分，對(duì)接頭性能產(chǎn)生較大影響。

2.3 不同導(dǎo)體長(zhǎng)度接頭加熱仿真計(jì)算

考慮本文仿真計(jì)算與對(duì)照試驗(yàn)所采用電纜接頭試樣長(zhǎng)度僅為3.22 m，現(xiàn)場(chǎng)接頭制作中海纜長(zhǎng)度遠(yuǎn)超3 m，而導(dǎo)體長(zhǎng)度增加，對(duì)接頭加熱區(qū)域的散熱能力增強(qiáng)，故需對(duì)不同電纜長(zhǎng)度條件下的接頭加熱過(guò)程進(jìn)行計(jì)算，分析在電纜長(zhǎng)度增加的條件下，聯(lián)合加熱是否能夠達(dá)到本文仿真計(jì)算與對(duì)照試驗(yàn)中的理想加熱效果。

將本文的電纜模型長(zhǎng)度分別增加至10、20、50 m，其中50 m長(zhǎng)度電纜模型導(dǎo)體的散熱能力可視為與大長(zhǎng)度電纜基本一致。通過(guò)COMSOL仿真軟件按照?qǐng)D7a所示的加熱策略分別進(jìn)行預(yù)熱-交聯(lián)階段仿真計(jì)算，取反應(yīng)力錐中間點(diǎn)作為測(cè)溫點(diǎn)，溫升對(duì)比曲線如圖13所示。

圖13 預(yù)熱-交聯(lián)階段不同長(zhǎng)度模型測(cè)溫點(diǎn)仿真溫升對(duì)比曲線

在圖13a中，預(yù)熱階段結(jié)束時(shí)，50 m長(zhǎng)度模型測(cè)溫點(diǎn)溫度為117.5℃，與此相比，20、10、3 m長(zhǎng)度模型中測(cè)溫點(diǎn)溫度分別上升了1.2、2.0、5.3℃，溫度上升偏差分別為1%、1.7%、4.5%；在圖13b中，交聯(lián)階段結(jié)束時(shí)，50 m長(zhǎng)度模型測(cè)溫點(diǎn)溫度為150.3℃，與此相比，20、10、3 m長(zhǎng)度模型中測(cè)溫點(diǎn)溫度分別上升1.2、2.6、6.5℃，溫度上升偏差分別為0.7%、1.7%、4.3%。

經(jīng)分析，可認(rèn)為采用10 m長(zhǎng)度電纜模型進(jìn)行仿真計(jì)算及試驗(yàn)與50 m長(zhǎng)度電纜模型相比，溫度上升偏差僅為1%～2%，可基本準(zhǔn)確地模擬大長(zhǎng)度電纜現(xiàn)場(chǎng)接頭加熱過(guò)程；本文所采用3 m長(zhǎng)度電纜模型與50 m長(zhǎng)度電纜模型相比，溫度上升偏差達(dá)到4%～5%，比采用10 m長(zhǎng)度電纜模型時(shí)的偏差稍有增加，但偏差仍然較小，且溫升趨勢(shì)未有變化，所以可認(rèn)為采用3 m長(zhǎng)度電纜模型及試樣同樣具有較高的準(zhǔn)確性。

綜上所述，通過(guò)仿真計(jì)算與對(duì)比試驗(yàn)分析可知，與單向加熱相比，聯(lián)合加熱對(duì)接頭區(qū)域的加熱效率有顯著提高，且在預(yù)熱與交聯(lián)階段均可達(dá)到合理溫度范圍，保證了本體絕緣與恢復(fù)絕緣之間的融合性，并使恢復(fù)絕緣交聯(lián)更加充分。因?qū)崪y(cè)過(guò)程存在外界環(huán)境干擾，且測(cè)溫傳感器也存在誤差，導(dǎo)致測(cè)溫點(diǎn)的實(shí)測(cè)與仿真曲線稍有偏差，但整體溫升趨勢(shì)基本一致，可認(rèn)為通過(guò)對(duì)照試驗(yàn)驗(yàn)證，仿真計(jì)算準(zhǔn)確性較高，同時(shí)對(duì)接頭加熱試驗(yàn)也具有指導(dǎo)性意義。

3 反應(yīng)力錐絕緣性能對(duì)比測(cè)試

電纜接頭反應(yīng)力錐部位的過(guò)渡區(qū)絕緣性能在工廠接頭中最為薄弱，為了對(duì)比分析聯(lián)合加熱與單向加熱中模具腔體內(nèi)溫度分布差異對(duì)所制備接頭性能產(chǎn)生的影響，取本文在上述兩種技術(shù)下所制備接頭的反應(yīng)力錐處過(guò)渡區(qū)絕緣進(jìn)行宏觀、微觀界面觀測(cè)，并取過(guò)渡區(qū)絕緣、恢復(fù)絕緣及本體絕緣分別進(jìn)行電學(xué)性能、交聯(lián)程度及力學(xué)拉伸性能測(cè)試。

3.1 過(guò)渡區(qū)絕緣界面觀測(cè)

3.1.1 過(guò)渡區(qū)絕緣宏觀觀測(cè)

使用絕緣切片機(jī)將聯(lián)合加熱與單向加熱所制備腔體外層與內(nèi)層區(qū)域（具體位置見(jiàn)圖8）的過(guò)渡區(qū)絕緣沿軸向切成1 mm厚的薄片進(jìn)行觀測(cè)。由于在單向加熱過(guò)程中腔體內(nèi)層絕緣溫度偏低，過(guò)渡區(qū)界面融合性較差，故將聯(lián)合加熱與單向加熱在腔體內(nèi)層的過(guò)渡區(qū)絕緣試樣進(jìn)行宏觀對(duì)比，聯(lián)合加熱與單向加熱腔體內(nèi)層過(guò)渡區(qū)絕緣的高清外觀照片分別如圖14a和圖14b所示。經(jīng)測(cè)量，單向加熱過(guò)渡區(qū)絕緣界面最寬處可達(dá)到5 mm，聯(lián)合加熱過(guò)渡區(qū)絕緣界面最寬處僅為1.2 mm。

3.1.2 過(guò)渡區(qū)絕緣微觀觀測(cè)

采用偏光顯微鏡對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱腔體外層與內(nèi)層區(qū)域的過(guò)渡區(qū)絕緣進(jìn)行微觀觀測(cè)，熔合紋界面的微觀觀測(cè)對(duì)比圖像如圖14c～圖14f所示，觀測(cè)結(jié)果見(jiàn)表3。圖14c中，聯(lián)合加熱腔體外層熔合紋界面寬度為26.38 μm；圖14d中，腔體內(nèi)層熔合紋界面寬度為38.09 μm，外層與內(nèi)層熔合紋界面質(zhì)地與兩側(cè)絕緣基本一致，無(wú)明顯色差，缺陷數(shù)量皆在1～3個(gè)/mm左右。圖14e中，單向加熱腔體外層熔合紋界面寬度為52.87 μm，缺陷數(shù)量在5～10個(gè)/mm左右；圖14f中，腔體內(nèi)層熔合紋界面寬度為59.12 μm，缺陷數(shù)量在10～15個(gè)/mm左右，外層與內(nèi)層熔合紋界面與兩側(cè)絕緣相比質(zhì)地明顯粗糙，界面顏色偏深。

圖14 過(guò)渡區(qū)界面宏觀對(duì)比觀測(cè)與微觀對(duì)比觀測(cè)

表3 過(guò)渡區(qū)界面微觀觀測(cè)結(jié)果

Tab.3 Microscopic observation results of transition zone interface

為了說(shuō)明單向加熱腔體內(nèi)層區(qū)域較低的絕緣溫度對(duì)熔合紋界面產(chǎn)生的影響，本節(jié)將圖14c與圖14d、圖14e與圖14f分別進(jìn)行對(duì)比。在圖14c與圖14d的對(duì)比中可知，因聯(lián)合加熱過(guò)程外層絕緣與內(nèi)層絕緣均達(dá)到合理溫度范圍，所以熔合紋質(zhì)地沒(méi)有明顯區(qū)別，熔合紋上的缺陷數(shù)量相差不大；而在圖14e與圖14f的對(duì)比中，因單向加熱腔體內(nèi)層絕緣始終未達(dá)到合理溫度范圍，故相比于外層絕緣，其熔合紋質(zhì)地更加粗糙，缺陷數(shù)量有所增加，界面處顏色也明顯偏深。

綜上所述，在宏觀觀測(cè)中，聯(lián)合加熱過(guò)渡區(qū)界面寬度與單向加熱相比較窄；在微觀觀測(cè)中，聯(lián)合加熱因加熱區(qū)域整體溫度均在合理范圍，從而外層與內(nèi)層的熔合紋界面質(zhì)地?zé)o明顯區(qū)別，而單向加熱腔體內(nèi)層絕緣未達(dá)到合理溫度范圍，故相比于外層絕緣，其熔合紋界面質(zhì)地更加粗糙，顏色更深，單位面積上缺陷數(shù)量更多。與單向加熱相比，聯(lián)合加熱中熔合紋界面質(zhì)地有較大提升，熔合紋寬度較窄，且熔合紋界面與兩側(cè)絕緣也無(wú)明顯色差。

3.2 反應(yīng)力錐部位電樹(shù)枝生長(zhǎng)特性試驗(yàn)

將聯(lián)合加熱與單向加熱所制備工廠接頭的過(guò)渡區(qū)絕緣、恢復(fù)絕緣與本體絕緣各取10組試樣進(jìn)行電樹(shù)枝生長(zhǎng)特性試驗(yàn)，其中試樣制備、消除內(nèi)應(yīng)力、升壓以及記錄方式均引用文獻(xiàn)[10]。因過(guò)渡區(qū)絕緣的電樹(shù)枝起始電壓為試驗(yàn)研究重點(diǎn)，需對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱中過(guò)渡區(qū)絕緣的起樹(shù)電壓進(jìn)行對(duì)比，而對(duì)于恢復(fù)絕緣與本體絕緣，起樹(shù)電壓受加熱工藝影響較小，各繪制一條曲線作為對(duì)照即可。

同時(shí)，考慮到本體絕緣在工廠接頭加熱制備過(guò)程中會(huì)受到數(shù)小時(shí)的高溫作用，絕緣晶體熔化并重新冷卻結(jié)晶，為了驗(yàn)證二次加熱冷卻過(guò)程對(duì)本體絕緣的電學(xué)性能是否產(chǎn)生影響，本文取未進(jìn)行接頭加熱的同種電纜本體絕緣試樣進(jìn)行電樹(shù)枝生長(zhǎng)特性試驗(yàn)?；謴?fù)絕緣、接頭加熱前后的本體絕緣、聯(lián)合加熱與單向加熱過(guò)渡區(qū)絕緣五種材料試樣的電樹(shù)枝起始電壓Weibull分布曲線如圖15所示，五種材料電樹(shù)枝起始電壓參數(shù)值見(jiàn)表4。

圖15 五種材料電樹(shù)枝起始電壓Weibull分布

表4 五種材料電樹(shù)枝起始電壓參數(shù)

Tab.4 Initial voltage parameters of electrical branches for 5 kinds of materials

結(jié)合圖15與表4可知，恢復(fù)絕緣的電樹(shù)枝起始電壓相比于接頭加熱后的本體絕緣的降低了11.9%；聯(lián)合加熱中過(guò)渡區(qū)絕緣的電樹(shù)枝起始電壓相比于單向加熱提高9.9%，且相比于接頭加熱后本體絕緣的電樹(shù)枝起始電壓降低率由單向加熱的28.4%降至21.4%。

接頭加熱制備前后本體絕緣的起樹(shù)電壓差別不大，原因在于本體絕緣雖然在工廠接頭加熱過(guò)程中受到了數(shù)小時(shí)的高溫過(guò)程，但加熱時(shí)長(zhǎng)遠(yuǎn)未達(dá)到XLPE發(fā)生熱老化所需的時(shí)間條件，絕緣內(nèi)部的分子鏈未發(fā)生分解與氧化，同時(shí)在加熱熔融-冷卻結(jié)晶過(guò)程中絕緣內(nèi)部晶區(qū)結(jié)構(gòu)同樣未被破壞，所以接頭加熱制備過(guò)程對(duì)本體絕緣的電學(xué)性能不會(huì)產(chǎn)生影響。

參考文獻(xiàn)[10]，過(guò)渡區(qū)絕緣是反應(yīng)力錐處熔體流動(dòng)的速度差導(dǎo)致絕緣內(nèi)部存在殘余應(yīng)力從而在恢復(fù)絕緣與本體絕緣之間形成的應(yīng)力作用區(qū)。過(guò)渡區(qū)絕緣內(nèi)部一般會(huì)存在一定數(shù)量的缺陷，而絕緣內(nèi)部一旦存在缺陷，在極不均勻電場(chǎng)下易沿缺陷方向發(fā)生局部放電，所以過(guò)渡區(qū)絕緣的電樹(shù)枝起始電壓普遍低于本體絕緣與恢復(fù)絕緣[9]。聯(lián)合加熱中，預(yù)熱-交聯(lián)階段過(guò)渡區(qū)絕緣處于合理的溫度范圍，有效地提高了過(guò)渡區(qū)界面的融合性，減少了氣泡與微裂紋等缺陷數(shù)量，在極不均勻電場(chǎng)下沿缺陷方向發(fā)生局部放電導(dǎo)致聚合物分子鏈斷裂產(chǎn)生氣體通道的可能性減小，所以相比于單向加熱，聯(lián)合加熱在過(guò)渡區(qū)界面處引發(fā)電樹(shù)枝所需的起始電壓普遍更高[23-26]。

3.3 反應(yīng)力錐部位熱延伸伸長(zhǎng)率測(cè)試

本文采用熱延伸伸長(zhǎng)率測(cè)試對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱接頭反應(yīng)力錐處絕緣材料的交聯(lián)程度進(jìn)行研究。熱延伸試驗(yàn)參考標(biāo)準(zhǔn)GB/T 2951.11—2008，取反應(yīng)力錐處絕緣制備本體絕緣、恢復(fù)絕緣與過(guò)渡區(qū)絕緣試樣，在0.2 MPa載荷下進(jìn)行測(cè)試，測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表5。

表5 0.2 MPa熱延伸伸長(zhǎng)率測(cè)試結(jié)果

Tab.5 Thermal elongation test results under 0.2 MPa Conditions （%）

由表5可知，在單向加熱中，外層過(guò)渡區(qū)絕緣熱延伸伸長(zhǎng)率為75%，而內(nèi)層過(guò)渡區(qū)絕緣基本于140 s左右在界面處發(fā)生斷裂；外層恢復(fù)絕緣熱延伸伸長(zhǎng)率為55%，而內(nèi)層恢復(fù)絕緣熱延伸伸長(zhǎng)率為80%。在聯(lián)合加熱中，恢復(fù)絕緣熱延伸伸長(zhǎng)率為55%，過(guò)渡區(qū)絕緣的熱延伸伸長(zhǎng)率為70%，且內(nèi)層絕緣與外層絕緣的熱延伸伸長(zhǎng)率并無(wú)區(qū)別。相比于單向加熱中的內(nèi)層過(guò)渡區(qū)絕緣，聯(lián)合加熱中內(nèi)層過(guò)渡區(qū)絕緣的熱延伸伸長(zhǎng)率明顯下降，其交聯(lián)程度明顯提升。

經(jīng)分析，在單向加熱中，外層恢復(fù)絕緣、外層過(guò)渡區(qū)絕緣在交聯(lián)階段處于合理溫度范圍，可充分交聯(lián)，且過(guò)渡區(qū)界面兩側(cè)絕緣融合性較好，故熱延伸伸長(zhǎng)率較低。對(duì)于內(nèi)層恢復(fù)絕緣，其交聯(lián)溫度僅為115～120℃，但大幅延長(zhǎng)交聯(lián)時(shí)間，其交聯(lián)程度仍可提升。對(duì)于內(nèi)層過(guò)渡區(qū)絕緣，在界面處發(fā)生斷裂的根本原因：一方面為預(yù)熱階段結(jié)束時(shí)腔體內(nèi)層過(guò)低的溫度無(wú)法使內(nèi)層本體絕緣完全熔化，擠出階段與交聯(lián)階段恢復(fù)絕緣和本體絕緣的大分子鏈無(wú)法互相充分滲透，從而導(dǎo)致過(guò)渡區(qū)界面兩側(cè)絕緣融合性較差；另一方面為過(guò)低的交聯(lián)溫度導(dǎo)致恢復(fù)絕緣內(nèi)部DCP分解率較低，已滲入電纜本體的恢復(fù)絕緣與本體絕緣內(nèi)部自由基濃度較低，交聯(lián)速率慢，大分子鏈之間形成交聯(lián)鍵較少，從而交聯(lián)不充分，所以內(nèi)層過(guò)渡區(qū)絕緣試樣在測(cè)試過(guò)程中普遍發(fā)生斷裂[27-28]。

而在聯(lián)合加熱中，模具腔體在預(yù)熱-交聯(lián)階段均處于合理的溫度范圍，恢復(fù)絕緣內(nèi)部較多大分子鏈構(gòu)成三維體型結(jié)構(gòu)，分子之間具有較強(qiáng)的作用力，所以其交聯(lián)程度較高。對(duì)于過(guò)渡區(qū)絕緣，一方面因擠出過(guò)程中本體絕緣可完全熔化，恢復(fù)絕緣與本體絕緣的大分子鏈可相互充分滲透，界面兩側(cè)絕緣的融合性較好；另一方面在合理的交聯(lián)溫度下，恢復(fù)絕緣內(nèi)部DCP分解率較高，已滲入電纜本體的恢復(fù)絕緣與本體絕緣內(nèi)部自由基濃度較高，交聯(lián)速率快，大分子鏈之間形成較多交聯(lián)鍵，交聯(lián)較充分，所以熱延伸伸長(zhǎng)率僅為70%。在聯(lián)合加熱中，內(nèi)層與外層絕緣的熱延伸伸長(zhǎng)率一致，再次證明預(yù)熱-交聯(lián)階段模具腔體中均達(dá)到合理溫度范圍，加熱效果較好。

為了進(jìn)一步對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱中過(guò)渡區(qū)絕緣界面處的交聯(lián)程度進(jìn)行研究，本文對(duì)過(guò)渡區(qū)絕緣試樣進(jìn)行0.15 MPa載荷條件下的熱延伸伸長(zhǎng)率測(cè)試，結(jié)果見(jiàn)表6。表6中，單向加熱內(nèi)層過(guò)渡區(qū)絕緣試樣未發(fā)生斷裂，說(shuō)明溫度較低時(shí)，恢復(fù)絕緣內(nèi)部大分子鏈仍可滲透到本體絕緣中并與未發(fā)生交聯(lián)反應(yīng)的大分子鏈之間形成化學(xué)鍵，可在受熱條件下承受一定外力，但交聯(lián)程度仍低于聯(lián)合加熱。

表6 0.15 MPa熱延伸伸長(zhǎng)率測(cè)試結(jié)果

Tab.6 Thermal elongation test results under 0.15 MPa Conditions（%）

3.4 反應(yīng)力錐部位力學(xué)拉伸性能測(cè)試

本文通過(guò)力學(xué)拉伸性能測(cè)試對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱中接頭反應(yīng)力錐部位絕緣的力學(xué)拉伸性能進(jìn)行研究，測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表7。由表7可知，恢復(fù)絕緣的斷裂應(yīng)力與斷裂伸長(zhǎng)率略低于本體絕緣，過(guò)渡區(qū)絕緣的斷裂應(yīng)力與斷裂伸長(zhǎng)率明顯低于本體絕緣與恢復(fù)絕緣。相比于單向加熱，聯(lián)合加熱中過(guò)渡區(qū)絕緣的斷裂應(yīng)力提高14.6%，斷裂伸長(zhǎng)率提高20百分點(diǎn)。

表7 力學(xué)拉伸性能測(cè)試結(jié)果

Tab.7 Results of mechanical tensile properties

聯(lián)合加熱與單向加熱下不同絕緣的力學(xué)拉伸性能測(cè)試對(duì)比曲線如圖16所示。因過(guò)渡區(qū)絕緣的力學(xué)拉伸性能為測(cè)試研究重點(diǎn)，需對(duì)聯(lián)合加熱與單向加熱下過(guò)渡區(qū)絕緣的應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行對(duì)比，而本體絕緣與恢復(fù)絕緣力學(xué)拉伸性能受加熱工藝影響較小，各只繪制一組曲線作為對(duì)照即可。在圖16中，相比于單向加熱，聯(lián)合加熱中過(guò)渡區(qū)域絕緣的彈性應(yīng)變過(guò)程較短，屈服應(yīng)力較高，冷拉應(yīng)變過(guò)程較短，應(yīng)變硬化過(guò)程較長(zhǎng)[29]。

圖16 力學(xué)拉伸性能測(cè)試對(duì)比曲線

在拉伸過(guò)程中，絕緣材料的屈服強(qiáng)度與缺陷數(shù)量相關(guān)，聯(lián)合加熱過(guò)渡區(qū)絕緣的缺陷數(shù)量較少，所以其屈服強(qiáng)度略高于單向加熱；聯(lián)合加熱過(guò)渡區(qū)絕緣內(nèi)部片晶之間相互糾纏的分子鏈數(shù)量相比單向加熱有所增加，片晶之間更不易產(chǎn)生滑移，所以冷拉過(guò)程較短。聯(lián)合加熱過(guò)渡區(qū)絕緣應(yīng)變硬化階段較長(zhǎng)是由于界面處絕緣交聯(lián)較充分，在降溫結(jié)晶過(guò)程中較多大分子鏈的運(yùn)動(dòng)受到極大限制，從而材料的結(jié)晶能力下降，導(dǎo)致更容易在非結(jié)晶區(qū)形成連接分子鏈或纏結(jié)分子鏈，在外力拉伸作用下需要克服更多的限制作用[30-31]。

圖17為單向加熱與聯(lián)合加熱過(guò)渡區(qū)絕緣分子鏈纏結(jié)示意圖。由圖17a可知，在單向加熱過(guò)程中，因模具內(nèi)部腔體在預(yù)熱階段沒(méi)有完全處于合理的溫度范圍，導(dǎo)致溫度較低的本體絕緣未完全熔化，材料零切黏度較高，內(nèi)部分子密度大，分子活性小，擠出-交聯(lián)階段界面兩側(cè)絕緣內(nèi)部分子鏈相互滲透不充分，材料冷卻結(jié)晶過(guò)程中過(guò)渡區(qū)絕緣內(nèi)部發(fā)生分子鏈纏結(jié)的現(xiàn)象較少，過(guò)渡區(qū)界面處絕緣融合性較差，且在300 min內(nèi)未交聯(lián)充分，所以在力學(xué)拉伸性能測(cè)試中的斷裂伸長(zhǎng)率與斷裂應(yīng)力較低。

圖17 單向加熱與聯(lián)合加熱過(guò)渡區(qū)絕緣分子鏈纏結(jié)示意圖

由圖17b可知，在聯(lián)合加熱過(guò)程中，預(yù)熱階段模具內(nèi)部腔體均處于合理溫度范圍，本體絕緣內(nèi)部晶區(qū)可充分熔化，絕緣材料零切黏度較低，絕緣內(nèi)部分子密度較小、分子活性大，擠出-交聯(lián)階段本體絕緣與恢復(fù)絕緣之間的分子鏈相互滲透較充分，可在冷卻結(jié)晶過(guò)程中形成大量纏結(jié)分子鏈，所以過(guò)渡區(qū)絕緣的融合性有所提升，且在合適溫度條件下交聯(lián)程度更加充分，分子之間有較大的作用力。綜上所述，聯(lián)合加熱過(guò)渡區(qū)絕緣在力學(xué)拉伸性能測(cè)試中，其斷裂伸長(zhǎng)率與斷裂應(yīng)力與單向加熱相比有明顯提升。

結(jié)合上述幾種性能測(cè)試分析，因聯(lián)合加熱預(yù)熱-交聯(lián)階段加熱區(qū)域均處于合理溫度范圍，所以相比于單向加熱，其過(guò)渡區(qū)絕緣界面相互浸潤(rùn)更加充分，界面融合性更好，過(guò)渡區(qū)界面寬度明顯下降，熔合紋界面質(zhì)地更好，熔合紋界面寬度也明顯下降；在電樹(shù)枝生長(zhǎng)特性試驗(yàn)中，聯(lián)合加熱中過(guò)渡區(qū)絕緣的電樹(shù)枝起始電壓與單向加熱相比提高9.9%；在熱延伸伸長(zhǎng)率測(cè)試中，20 MPa載荷下聯(lián)合加熱絕緣內(nèi)層過(guò)渡區(qū)試樣熱延伸伸長(zhǎng)率為70%，而單向加熱內(nèi)層過(guò)渡區(qū)試樣在140 s發(fā)生斷裂；在力學(xué)拉伸性能測(cè)試中，聯(lián)合加熱過(guò)渡區(qū)絕緣試樣相比于單向加熱，其斷裂應(yīng)力提高14.6%，斷裂伸長(zhǎng)率提高20百分點(diǎn)。由此可見(jiàn)，聯(lián)合加熱中絕緣整體性能提升較為顯著。

4 結(jié)論

本文針對(duì)工廠接頭單向加熱技術(shù)加熱效率低、加熱區(qū)域溫度不合理等問(wèn)題，進(jìn)行了聯(lián)合加熱與單向加熱仿真計(jì)算與接頭制備對(duì)照試驗(yàn)，分析加熱區(qū)域的溫度分布及熱流密度；對(duì)過(guò)渡區(qū)絕緣進(jìn)行宏觀、微觀界面觀測(cè)，并對(duì)過(guò)渡區(qū)絕緣、恢復(fù)絕緣與本體絕緣的電學(xué)性能、交聯(lián)程度與力學(xué)拉伸性能進(jìn)行對(duì)比測(cè)試，得到如下結(jié)論：

1）聯(lián)合加熱中感應(yīng)線圈對(duì)加熱區(qū)域提供較大熱流，將預(yù)熱-交聯(lián)過(guò)程耗時(shí)由單向加熱的10 h降至3 h 20 min，加熱效率顯著提高，且加熱區(qū)域均處于合理溫度范圍，并通過(guò)對(duì)照試驗(yàn)對(duì)仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性進(jìn)行了驗(yàn)證，證明仿真計(jì)算具有指導(dǎo)意義。

2）相比于單向加熱，聯(lián)合加熱中過(guò)渡區(qū)絕緣界面寬度明顯下降，界面缺陷數(shù)量有所減少，電樹(shù)枝起始電壓提高9.9%，內(nèi)層過(guò)渡區(qū)絕緣試樣熱延伸伸長(zhǎng)率由“普遍斷裂”降為70%，力學(xué)拉伸測(cè)試中斷裂應(yīng)力提高14.6%，斷裂伸長(zhǎng)率提高20百分點(diǎn)，反應(yīng)力錐處絕緣整體性能顯著提升。

綜上所述，與單向加熱技術(shù)相比，聯(lián)合加熱技術(shù)可使接頭加熱區(qū)域在更短時(shí)間內(nèi)達(dá)到合理溫度范圍并保持溫度均勻，從而提高了恢復(fù)絕緣與本體絕緣之間的融合性，減少了過(guò)渡區(qū)缺陷，這也是聯(lián)合加熱技術(shù)所制備工廠接頭過(guò)渡區(qū)域質(zhì)地、電學(xué)性能、交聯(lián)程度與力學(xué)拉伸性能均有所提升的根本性因素。

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Manufacture Technologies of High-Voltage Submarine Cable Factory Joint Based on Magnetic Induction Combined Heating

Li Zhen1Zheng Haifeng2Chen Junqi1Ye Cheng3Zhang Zhenpeng4Zhao Hong1Zhang Weichao1

（1. Key Laboratory of Engineering Dielectrics and Its Application Ministry of Education Harbin University of Science and Technology Harbin 150080 China 2. Harbin Hapro Electric Technology Co. Ltd Harbin 150040 China 3. Zhongtian Technology Submarine Cable Co. Ltd Nantong 226010 China 4. China Electric Power Research Institute Wuhan 430074 China）

In the existing factory joint heating technology, the classical mold unidirectional heating technology (abbreviated as unidirectional heating) has been widely used by domestic and foreign manufacturers. However, the low heating efficiency and the unreasonable temperature distribution of the heating area of this technology will also have a great impact on the heating process of factory joints, and the magnetic induction combined heating technology (abbreviated as combined heating) can effectively solve the above problems.

In this paper, the temperature distribution and insulation performance of the joint in the combined heating technology and unidirectional heating technology are studied. Firstly, the electromagnetic-thermal simulation calculations are carried out, the heating efficiency and temperature distribution of the two technologies are compared and analyzed, and the factory joint manufacturing test is carried out according to the simulation scheme. Secondly, the factory joint insulation manufactured by the above two technologies is successively subjected to macroscopic and microscopic observation of the transition area, the growth characteristics test of electric branches, the test of thermal elongation and the test of mechanical tensile properties, so as to compare and analyze the insulation properties of the joints manufactured by the above two technologies.

The results show that: through simulation analysis, the heat flux transmitted from the induction coil to the joint area in the combined heating technology is much higher than that of the heating mold. The time spent in the preheating-crosslinking stage is reduced from 10 h to 3 h 20 min, and the heating efficiency is significantly improved, and the heating areas are all within a reasonable temperature range; In the combined heating technology, the width of the transition area between the cable insulation and the restored insulation is reduced from 5 mm in the unidirectional heating technology to 1.2 mm, the texture of the fusion pattern is significantly improved, the width is significantly reduced, and the number of defects is reduced; In the combined heating technology, the starting voltage of electrical tree in the transition zone insulation is 9.9% higher than that in the unidirectional heating technology; The thermal elongation of the inner layer transition zone insulation of the combined heating technology is 70% under the load of 0.2 MPa, and there is no obvious difference between the thermal elongation of the inner layer and the outer layer transition zone insulation, while the thermal elongation of the outer layer insulation is 75% in the unidirectional heating technology, and the inner layer insulation is basically broken; Compared with the unidirectional heating technology, the fracture stress of the transition zone insulation in the combined heating technology is increased by 14.6%, and the elongation at break is increased by 20%. It can be analyzed that the interface texture, electrical properties, crosslinking degree and mechanical tensile properties of the transition zone of the joint insulation manufactured by the combined heating technology are significantly improved.

The following conclusions can be drawn from the simulation calculation and test process: (1) The combined heating technology can greatly improve the heating efficiency of the joint and maintain the temperature rationality of the heating area. (2) Compared with unidirectional heating technology, the interface texture, electrical properties, cross-linking degree and mechanical tensile properties of joint insulation manufactured by combined heating technology are significantly improved. (3) The key factor to significantly improve the joint insulation performance in the combined heating technology is to improve the fusion of the insulation interface in the transition zone and effectively reduce the defects at the interface of the transition zone.

Submarine cable factor joints,heat flow density,interface observation,electric branch, thermal extension,stress-strain

TM247

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.222109

2022-11-07

2023-01-04

李 震 男，1996年生，碩士研究生，研究方向?yàn)楹＠|接頭制備工藝及仿真計(jì)算。E-mail：1195634687@qq.com

趙 洪 男，1955年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)榫酆衔锝^緣理論及測(cè)試技術(shù)。E-mail：hongzhao@hrbust.edu.cn（通信作者）

（編輯 李 冰）