李寶學(xué)

(莒縣建設(shè)工程施工圖審查中心，山東日照 276500)

隨著我國的改革開放進(jìn)程的不斷推進(jìn)，我們正大踏步朝著社會(huì)主義現(xiàn)代化的方向前進(jìn)。但是隨著我國的國力和國民經(jīng)濟(jì)水平的不斷提高，各種各樣的現(xiàn)代化設(shè)備的出現(xiàn)，我國的整體用電量也在不斷的提升。這就會(huì)導(dǎo)致部分輸電線路出現(xiàn)滿負(fù)荷甚至過負(fù)荷運(yùn)行的狀況，這樣就會(huì)對(duì)輸電線路的運(yùn)行安全性能帶來了很大的考驗(yàn)?，F(xiàn)在我國常用的鋁芯電線的力學(xué)性能較差，抗蠕變性能也不好，輸電線路的長時(shí)間運(yùn)行會(huì)導(dǎo)致輸電線路接頭處的蠕變變形，蠕變變形之后會(huì)導(dǎo)致線路的接觸不良進(jìn)而造成局部過熱而影響整條線路的輸電。鋁合金電線在純鋁的基礎(chǔ)上通過微合金化的處理和特殊的熱處理方法制作而成，在保持純鋁電纜的電導(dǎo)率基礎(chǔ)上，同時(shí)又改善了純鋁電纜的抗蠕變性能。在目前我國銅的價(jià)格相對(duì)鋁還是較高，而且銅資源相對(duì)鋁資源來說十分匱乏，所以“以鋁代銅”是我國電線電纜行業(yè)日后發(fā)展的熱點(diǎn)方向［1］。目前的研究來說，鋁合金因?yàn)槠淞己玫膶?dǎo)電率和抗蠕變性能在國內(nèi)外的輸電行業(yè)得到了廣泛的推廣［2-3］。

最近幾年，鋁合金電纜作為高價(jià)格的銅電纜的替代品，一些學(xué)者和研究人員對(duì)8000系的鋁鐵合金電纜的微合金化工藝和熱處理制造工藝進(jìn)行了很多的探究［4?9］。在這些研究中，有研究人員發(fā)現(xiàn)在對(duì)8000系鋁合金中的AA8011合金進(jìn)行劇烈的塑性累積變形，AA8011合金的晶粒尺寸會(huì)有一個(gè)大幅度的下降，同時(shí)合金的力學(xué)性能也會(huì)因?yàn)閯×业乃苄宰冃沃蟮木Я?dòng)態(tài)回復(fù)和動(dòng)態(tài)再結(jié)晶作用而出現(xiàn)明顯的下降。還有研究發(fā)現(xiàn)［10-11］，鑄造工藝及擠壓工藝對(duì)Al-Fe系合金的微觀組織及抗蠕變性能都有很大的影響，熱頂半連續(xù)鑄造工藝和 Cu 元素的微合金化可以達(dá)到細(xì)化鑄態(tài)晶粒的目的并改變Al-Fe系合金抗蠕變性能。郭磊等［12］通過用較高擠壓比處理AA8030 鋁合金，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明位錯(cuò)密度、固溶原子及 Al3Fe相的形貌都會(huì)對(duì) AA8030 鋁合金的輸電性能產(chǎn)生一定的影響。

如果輸電線路采用鋁及其鋁合金材質(zhì)的電纜，帶來的優(yōu)勢(shì)是優(yōu)秀的抗蠕變性能，同時(shí)鋁合金還可以與其他的接續(xù)金屬通過合適的處理工藝進(jìn)行連接。但是鋁合金輸電線路的缺點(diǎn)也十分明顯，就是目前我國對(duì)鋁合金電纜配套接續(xù)金具的研究相對(duì)欠缺，這就會(huì)造成鋁合金電纜在輸電時(shí)候的接續(xù)問題，不利于鋁合金電纜發(fā)揮出自身在輸電時(shí)的全部優(yōu)勢(shì)，給“以鋁代銅”的鋁合金電纜推廣帶來困難。所以本實(shí)驗(yàn)從輸電線路連接穩(wěn)定性的角度，對(duì)鋁合金金具與鋁制金具的熱循環(huán)連接性能研究，并觀察在熱循環(huán)之后的鋁合金微觀組織的性能變化。希望通過本實(shí)驗(yàn)為鋁合金電纜接續(xù)金具的選擇帶來一定的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和相關(guān)的理論參考。

1 實(shí)驗(yàn)方法及材料

電氣接續(xù)金具連接性能的熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)是根據(jù)GB/T 9327-2008《額定電壓35 kV(Um=40.5 kV)及以下電力電纜導(dǎo)體用壓接式和機(jī)械式連接金具試驗(yàn)方法和要求》標(biāo)準(zhǔn)，采用DJX?1 電纜金具熱循環(huán)濁試系統(tǒng)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，DJX?1 電纜金具熱循環(huán)系統(tǒng)如圖1所示；在圖1 (a)代表DJX?1 電纜金具熱循環(huán)系統(tǒng)，圖1(b)中熱循環(huán)回路中金具接續(xù)部分的示意圖，兩段 AA8030 鋁合金電纜絞合導(dǎo)體通過接續(xù)金具壓接相連。圖1(b) 中，Ⅰ處為液壓鉗壓接的作用位置，Ⅱ處為壓痕間隙的未壓接部分。

圖1 DJX?1 電纜金具熱循環(huán)系統(tǒng)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of DJX-1 cable fittings thermal cycle system

本實(shí)驗(yàn)采用我國目前鋁合金電纜中通用的AA1060 鋁制金具和自制的鋁鐵銅合金金具，進(jìn)行連接性能對(duì)比實(shí)驗(yàn)。鋁合金金具的硬度通過Cratos W50 全自動(dòng)數(shù)顯顯微硬度計(jì)進(jìn)行濁試，硬度計(jì)的加載載荷為5 N，每個(gè)試樣的加載時(shí)間為14s，每個(gè)試樣濁試6次取其平均值作為最后硬度。實(shí)驗(yàn)試樣的微觀組織結(jié)構(gòu)通過HD-2700透射電鏡進(jìn)行觀察。AA1060 鋁制金具和自制的鋁鐵銅合金金具的(壓)蠕變?cè)囼?yàn)采用 RWS 電子蠕變松弛試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行濁試。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

目前我國的輸電線路的負(fù)荷有短周期性的特點(diǎn)，同時(shí)，輸電線路的工作負(fù)荷也存在不同的季節(jié)也有明顯的差異，在用電的高峰期，輸電線路的工作負(fù)荷較大，所以輸電線路的溫度偏高，在用電的低谷期，輸電線路的工作負(fù)荷較小，所以輸電線路的溫度偏低。本實(shí)驗(yàn)根據(jù)GB/T 9327-2008，模擬實(shí)際輸電線路的工作情況，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖2所示。根據(jù)GB/T 9327-2008，通過圖1中的變壓器對(duì)整個(gè)回路施加一個(gè)650 A的大電流，首先將基準(zhǔn)導(dǎo)體(鋁合金電纜導(dǎo)體)加熱至θR，波動(dòng) 0～5 ℃。之后將回路電流調(diào)至 500 A 左右，同時(shí)保證中值接續(xù)金具的溫度要大于 100℃，上下波動(dòng) 2℃，保溫10min左右，θR一般在 130℃左右。隨后斷開電流，風(fēng)冷到35℃ 以下，作為一個(gè)完整的熱循環(huán)，一般控制在60min 左右。

圖2 單獨(dú)熱循環(huán)示意圖Fig.2 Schematic diagram of individual thermal cycle

接續(xù)金具熱循環(huán)連接性能好壞的最重要的一個(gè)指標(biāo)就是金具接續(xù)處電阻的變化情況，將熱循環(huán)回路中接續(xù)金具電阻與鋁合金電纜導(dǎo)體(基準(zhǔn)導(dǎo)體)電阻的比值設(shè)定為電阻比率k，電阻比率k的定義可有效消除外界環(huán)境因素(特別是溫度的波動(dòng))對(duì)電阻濁量的影響。本實(shí)驗(yàn)通過濁量熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)過程中每個(gè)金具的接續(xù)處的k值來衡量接續(xù)金具的性能，表1中給出了熱循環(huán)過程中接續(xù)金具的電阻比率k的濁量數(shù)據(jù)。

表1 鋁合金接續(xù)金具和鋁接續(xù)金具的電阻比率kTable 1 The resistance ratio k of aluminum alloy splice fittings and aluminum splice fittings

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果討論

3.1 熱循環(huán)前后接續(xù)金具電阻比率的變化

從表1中可以計(jì)算出鋁合金的初始電阻率k的平均值為0.639，而鋁的初始電阻率k平均值為0.647，鋁合金和鋁的電阻率相差不大，而在1000次的熱循環(huán)之后鋁合金的平均電阻率為0.637，而鋁的平均電阻率為0.656。與初始的電阻率值相比變化都很小，變化率都在1%之內(nèi)。為了更直觀的表現(xiàn)接續(xù)金具在1000次熱循環(huán)中的變化，在本文中定義一個(gè)電阻比率r,r=kx/k1,其中x是接續(xù)金具熱循環(huán)的次數(shù)，k1表示開始的電阻比率。圖3為各接續(xù)金具r的變化情況。

圖3 不同熱循環(huán)次數(shù)電阻比率的變化曲線Fig. 3 Changes in the resistance ratio of different thermal cycles

從圖3中可以看出，在鋁合金接續(xù)金具和鋁接續(xù)金具的對(duì)比中，鋁接續(xù)金具的電阻比率變化更小，表明鋁接續(xù)金具的個(gè)體性能相對(duì)穩(wěn)定，并沒有明顯的差別。

從圖3中還可以得到1000次熱循環(huán)之后6次短路實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，可以看出,經(jīng)過了6次短路實(shí)驗(yàn)之后，鋁接續(xù)金具的電阻比率增加明顯，最大值可以達(dá)到1.76，而相對(duì)來說鋁合金接續(xù)金具的短路實(shí)驗(yàn)電阻比率變化相對(duì)較小，六組實(shí)驗(yàn)的電阻比率都在1.2以下，所以通過圖3的實(shí)驗(yàn)結(jié)果我們可以知道，A 類短路實(shí)驗(yàn)對(duì)鋁接續(xù)金具的破壞較為明顯，會(huì)導(dǎo)致接續(xù)處的電阻相對(duì)于1000次熱循環(huán)急劇增大，而鋁合金接續(xù)金具的電阻則變化相對(duì)較小。通過A類試驗(yàn)的金具適用于能承受相對(duì)較長時(shí)間和較大強(qiáng)度的短路電流作用的配電或工業(yè)網(wǎng)絡(luò)，而通過B類試驗(yàn)的金具僅適用于裝有保護(hù)裝置且能將過負(fù)荷或短路電流迅速排出的用電網(wǎng)絡(luò)。根據(jù)本實(shí)驗(yàn)的結(jié)果可以得出指導(dǎo)性結(jié)論，鋁合金接續(xù)金具相比鋁制金具更適用于A類用電網(wǎng)絡(luò)，對(duì)于B類用電網(wǎng)絡(luò)，兩者均適用且差異不大。

3.2 熱循環(huán)前后接續(xù)金具性能的變化

在 B 類熱循環(huán)及后續(xù) A 類短路試驗(yàn)中，對(duì)圖1(b)中Ⅰ(受壓處)、II(未受壓)位置進(jìn)行顯微硬度濁試，結(jié)果如圖4 所示。從圖4中可以看出，不論是鋁合金接續(xù)金具還是鋁接續(xù)金具，Ⅰ位置處的顯微硬度都明顯高于Ⅱ位置處的顯微硬度，產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因是Ⅰ位置處有壓接變形伴隨產(chǎn)生的加工硬化現(xiàn)象，所以會(huì)導(dǎo)致纖維硬度的升高。隨著熱循環(huán)次數(shù)的不斷增加，Ⅰ位置處的顯微硬度變化趨勢(shì)趨于平緩且有略微的下降，在1000次熱循環(huán)之后的短路試驗(yàn)之后顯微硬度會(huì)出現(xiàn)一個(gè)大幅度的下降，與圖3中的電阻比率r突然上升相對(duì)應(yīng)。在短路試驗(yàn)時(shí)，接續(xù)處的溫度相對(duì)較高，特別是在I位置處，因?yàn)槭艿綁簯?yīng)力的作用會(huì)產(chǎn)生一定的塑性變形，接續(xù)金具內(nèi)部的位錯(cuò)等畸變?nèi)毕葺^高，發(fā)生回復(fù)的驅(qū)動(dòng)力要高于Ⅱ位置處的，因此接續(xù)金具I位置處的硬度下降幅度大于Ⅱ位置處。鋁合金接續(xù)金具的顯微維氏硬度要比鋁制接續(xù)金具高出很多，所以鋁合金接續(xù)金具的力學(xué)性能要高于鋁制接續(xù)金具。

圖4 不同熱循環(huán)次數(shù)中接續(xù)金具硬度變化曲線Fig. 4 Hardness change curve of splicing hardware in different thermal cycles

在經(jīng)過1000次熱循環(huán)之后的短路實(shí)驗(yàn)各個(gè)時(shí)間段溫度的變化如圖5所示。

圖5 短路實(shí)驗(yàn)各時(shí)間段溫度變化曲線Fig. 5 The temperature change curve of each time period in the shortcircuit experiment

在圖5中可以看出，與1000次的熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)相比，短路實(shí)驗(yàn)在有大電流通過之后，基準(zhǔn)導(dǎo)體的溫度可以很短的時(shí)間內(nèi)就達(dá)到260℃左右，然后，基準(zhǔn)導(dǎo)體的溫度逐漸下降。接續(xù)金具和基準(zhǔn)導(dǎo)體相比，因?yàn)樽陨淼馁|(zhì)量和體積較大，所以散熱速率相對(duì)較快，溫度升高比基準(zhǔn)導(dǎo)體慢。根據(jù)有關(guān)研究［13］給出的應(yīng)力計(jì)算公式：

接續(xù)金具的線膨脹系數(shù)α的平均值為 24.5×10-6，彈性模量為60～67 GPa左右，通過公式計(jì)算可以得到接續(xù)金屬外層所受應(yīng)力值為 110 MPa 左右。而 B 類熱循環(huán)試驗(yàn)中，基準(zhǔn)導(dǎo)體最高溫度僅為 120℃，接續(xù)金具在100 ℃左右，兩者溫差一般為 20℃左右(由圖2得到)。根據(jù)有關(guān)研究［13］數(shù)據(jù)，該溫度下線膨脹系數(shù)α平均值為 24.5×10-6，彈性模量為65～70 GPa，可以通過公式計(jì)算得到接續(xù)金具最外層所受應(yīng)力值為 35MPa。

從上述的計(jì)算結(jié)果可知，在B類熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)時(shí)接續(xù)金具所受的應(yīng)力值要三倍的小于短路實(shí)驗(yàn)時(shí)的應(yīng)力值。但是在輸電線路長期的工作中，外加應(yīng)力的存在會(huì)導(dǎo)致電纜的高溫蠕變，因此還要對(duì)兩種不同接續(xù)金具的蠕變變形進(jìn)行濁試。表2給出了不同溫度和壓應(yīng)力情況下兩種接續(xù)金屬的蠕變變形情況。從表2中可以看出,在B類熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)條件下，兩種接續(xù)金具的蠕變變形量都較小，且無明顯的差別。但是在A類短路實(shí)驗(yàn)條件下，兩種接續(xù)金具都出現(xiàn)的一定的蠕變變形，且鋁制接續(xù)金具的蠕變變形已經(jīng)達(dá)到19.09%。所以鋁合金接續(xù)金具在短路實(shí)驗(yàn)條件下會(huì)表現(xiàn)出較好的抗蠕變性能。

表2 不同溫度和壓應(yīng)力情況下兩種接續(xù)金具的蠕變變形數(shù)據(jù)Table 2 Creep deformation data of two spliced fittings under different temperature and compressive stresse

3.3 接續(xù)金具微觀組織變化

為了觀察兩種不同接續(xù)金具在蠕變變形前后的微觀組織的變化，在150℃恒定溫度下，對(duì)兩種接續(xù)金具施加110 MPa的恒定壓應(yīng)力24h，隨后觀察接續(xù)金具蠕變濁試前后組織的變化情況如圖6所示。圖6(a)和圖6(b)分別為鋁制接續(xù)金具蠕變濁試前后的TEM圖像，圖6(c)和圖6(d)分別為鋁合金接續(xù)金具蠕變濁試前后的TEM圖像。

圖6 蠕變變形前后接續(xù)金具的TEM圖Fig. 6 TEM images of spliced fittings before and after creep deformation

從圖6中可以看出，在蠕變濁試之前，鋁制接續(xù)金具的晶粒較大，位錯(cuò)數(shù)量較少，在經(jīng)過24h的蠕變濁試之后鋁制接續(xù)金具因?yàn)閴簯?yīng)力的存在使得晶粒內(nèi)產(chǎn)生了很多的位錯(cuò)，位錯(cuò)通過滑移或攀移及位錯(cuò)間的相互作用等形式，沿垂直滑移面的方向排列起來形成位錯(cuò)墻，從而降低體系的總應(yīng)變能。每組位錯(cuò)墻均以小角度晶界將較大的晶粒割裂為更小的亞晶粒，同時(shí)，較高的蠕變溫度使得位錯(cuò)滑移更加明顯，部分細(xì)小亞晶加速合并，從而加速蠕變變形。而在鋁合金接續(xù)金具中，蠕變變形前后晶粒尺寸并沒有發(fā)生明顯的改變，在蠕變變形過程中，位錯(cuò)滑移到晶界處被第二相粒子釘扎，進(jìn)而導(dǎo)致晶界難以遷移，(亞)晶粒難以與周圍亞晶合并，從而使得蠕變抗力增大，蠕變變形相對(duì)困難。所以可以看出鋁合金接續(xù)金具相比鋁制接續(xù)金具具有更好的抗蠕變性能。

4 結(jié)論

（1）在B類熱循環(huán)實(shí)驗(yàn)中，鋁制接續(xù)金具比鋁合金接續(xù)金具的電阻比率變化幅度更小，但是A類短路實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示鋁合金接續(xù)金具的電阻比率變化幅度更小，在實(shí)際工況中鋁合金接續(xù)金具更能保證輸電線路的工作質(zhì)量。

（2）估算了短路實(shí)驗(yàn)時(shí)線路運(yùn)行溫差所產(chǎn)生的壓應(yīng)力大約為熱循環(huán)試驗(yàn)產(chǎn)生壓應(yīng)力的3倍。

（3）自制的鋁合金接續(xù)金具相對(duì)鋁制接續(xù)金具具有更高的抗蠕變性能，因?yàn)槲诲e(cuò)滑移到晶界處在第二相產(chǎn)生釘扎效應(yīng)，進(jìn)而導(dǎo)致晶界難以遷移，抗蠕變性能提高。