WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


 

ОАО «Всероссийский научно-исследовательский, проектно-конструкторский и технологический институт кабельной промышленности»

(ОАО «ВНИИКП»)

На правах рукописи

Мещанов Геннадий Иванович

Исследования и разработка кабелей и проводов

для экстремальных условий эксплуатации и

технологии их производства.

Специальность 05.09.02 – «Электротехнические материалы и изделия»

Диссертация

на соискание ученой степени

доктора технических наук

в виде научного доклада

Москва - 2012

Работа выполнена в ОАО «Всероссийский научно-исследовательский, проектно-конструкторский и технологический институт кабельной промышленности» (ОАО «ВНИИКП»),  г. Москва

Официальные оппоненты:        доктор технических наук,  профессор

Похолков Юрий Петрович,

ФГБОУ  ВПО Национальный исследовательский Томский

политехнический университет

                                               доктор технических наук,  профессор

Боев Михаил Андреевич,

ФГБОУ  ВПО Национальный исследовательский университет МЭИ

доктор технических наук, 

Сергеев Валерий Владимирович,

Федеральное государственное унитарное предприятие «Научно-производственное предприятие Всероссийский научно-исследовательский институт электромеханики с заводом имени А.Г. Иосифьяна» (ФГУП «НПП ВНИИЭМ»)

Ведущая организация:        Федеральное государственное бюджетное учреждение «Всероссийский ордена «Знак Почета» научно-исследовательский институт противопожарной обороны Министерства Российской Федерации по делам гражданской обороны, чрезвычайным ситуациям и ликвидации последствий стихийных бедствий» (ФГБУ «ВНИИПО» МЧС России)

Защита диссертации состоится «10» октября 2012 г. в  15 часов на заседании диссертационного совета Д 212.157.15 при Московском Энергетическом институте по адресу: 111250, г. Москва, ул. Красноказарменная, д.14

С диссертацией в виде научного доклада можно ознакомиться в библиотеке Национального исследовательского университета МЭИ.

Диссертация в виде научного доклада разослана «___»_____________2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета

Д 212.157.15                                                                               Боровкова А.М.

Содержание

Общая характеристика работы

Основное содержание работы

  1. Исследование материалов и технологии их переработки при изготовлении обмоточных проводов для погружных электродвигателей.
    1. Обмоточные провода для погружных электродвигателей – изделие для использования и эксплуатации в особо тяжелых условиях.
    2. Исследование изоляционных материалов для работы в условиях эксплуатации погружных электродвигателей насосов нефтедобычи.
    3. Обоснование и выбор оптимальных параметров технологии герметизации (спекания) пленочной изоляции.
    4. Теоретический анализ технологического процесса термообработки при изготовлении обмоточных проводов.
    5. Применение высокочастотного индукционного нагрева, анализ эффективности его использования в производстве проводов и кабелей.
  2. Создание проводов высокой нагревостойкости для маслозаполненных погружных электродвигателей, тяговых электродвигателей, электробуров и кабелей-удлинителей, освоение их производства.
    1. Разработка и исследование характеристик проводов с изоляцией на основе полиамидно-фторопластовых пленок.
    2. Обоснование применения изоляции высокой нагревостойкости кабелей-удлинителей на основе расчета тепловых нагрузок.
    3. Технология и оборудование для изготовления круглых и прямоугольных проводов с пленочной изоляцией, освоение их производства.
  3. Анализ и исследование факторов пожарной опасности кабельных коммуникаций, разработка основных принципов конструирования кабелей пожаробезопасного исполнения.
    1. Специфика воздействующих факторов эксплуатации кабелей для атомных электростанций с учетом требований по пожаробезопасности. Создание экспериментальной базы исследований характеристик пожарной опасности кабелей и материалов.
    2. Разработка основных принципов конструирования кабелей, не распространяющих горение, и огнестойких с учетом полного комплекса показателей пожарной безопасности.
    3. Анализ особенностей горения электрических кабелей при их групповой прокладке.
  4. Разработка и внедрение серии кабелей пожаробезопасного исполнения для атомных электростанций и других объектов повышенной пожарной опасности.
    1. Исследование и разработка полимерных композиций пониженной горючести для производства кабелей с повышенными показателями пожарной безопасности.
    2. Разработка и внедрение серии электрических кабелей, не распространяющих горение, с низким дымо- и газовыделением (кабели исполнения «нг-LS»).
    3. Разработка и внедрение серии электрических кабелей, не распространяющих горение, с изоляцией и оболочкой из полимерных композиций, не содержащих галогенов (кабели исполнения «нг-HF»).
    4. Разработка и внедрение огнестойких кабелей (кабели исполнения «нг-LSFR», «нг-HFFR»).

Выводы.

Список работ, опубликованных по теме диссертации.

Приложение.

Общая характеристика работы

Актуальность проблемы. Для большинства кабельных изделий основным воздействующим фактором в процессе эксплуатации, определяющим их работоспособность, является температура. Для силовых кабелей высокого и среднего напряжения, а также для других кабелей и проводов, подвергающихся воздействию повышенного напряжения, добавляется фактор электрического старения. Основная масса кабельных изделий для телекоммуникаций, кабелей и проводов энергетического назначения эксплуатируется при температурах, не превышающих 100-1200С в воздушной среде или при прокладке в земле. Обмоточные провода массового применения для обмоток асинхронных электродвигателей в пропитанном состоянии эксплуатируются при температурах 130-1800С. Указанные воздействия можно считать нормальными условиями эксплуатации кабелей и проводов. Для таких условий эксплуатации в качестве электрической изоляции используются кабельная бумага, поливинилхлоридные пластикаты, композиции полиэтилена, радиационно- и химически сшиваемые материалы, эмалевые и пропиточные лаки.

       Однако в целом ряде случаев к кабельным изделиям предъявляются требования значительно превышающие условия нормальной эксплуатации. Так, в 70-е годы прошлого столетия освоение новых месторождений нефти в районах Западной Сибири потребовало создания новой серии погружных электродвигателей насосов добычи нефти, обеспечивающих надежную эксплуатацию в скважинах, глубина которых достигла 1,5-2,0 км  и более. Особенностью таких электродвигателей является то, что они имеют относительно малый диаметр и весьма большую длину, достигающую 8 м, а их обмотка изготовляется методом протяжки в закрытом пазе статора. Перед кабельной промышленностью была поставлена задача по разработке и освоению производства обмоточных проводов и кабелей для эксплуатации при температурах 2000С и выше при одновременном воздействии минерального и синтетического масла и их эмульсий в воде нефтескважины. Такие воздействующие факторы следует отнести к экстремальным условиям эксплуатации. Разработка кабельных изделий для таких условий потребовала комплексного подхода по исследованию материалов, разработке оптимизированных конструкций, технологии изготовления изделий  и созданию специализированного  технологического оборудования.

       К группе кабелей и проводов для экстремальных условий эксплуатации следует отнести и кабельные изделия, которые эксплуатируются в нормальных условиях, но к ним предъявляются требования по оценке работоспособности и поведения в случаях экстремальных, аварийных воздействий. Таким экстремальным воздействием является воздействие пламени в условиях пожара, которое можно отнести к предельным. Впервые задача по созданию кабелей и проводов со специфичными требованиями по пожаробезопасности была поставлена в начале 80-х годов прошлого столетия после нескольких серьезных пожаров на атомных электростанциях, когда кабельные коммуникации явились каналами распространения пламени.

Анализ показывает, что насыщенность кабельных коммуникаций атомных станций, а значит и объем горючей массы (в единицах объема прокладки), в несколько раз превосходит насыщенность кабельными изделиями других объектов. Это связано с большим объемом систем контроля, управления, безопасности, энергообеспечения и с учетом необходимого резервирования цепей. Поэтому необходимые исследования и разработка кабельных изделий в пожаробезопасном исполнении в первую очередь проводилась для объектов атомной энергетики. При этом особо учитывалось, что к кабельным изделиям, применяемым в гермозоне атомного реактора, предъявлялись дополнительные требования по радиационной стойкости, воздействию повышенных температур, влиянию дезактивационных растворов и условий так называемой «малой и большой течи», которые в комплексе следует также отнести к экстремальным условиям эксплуатации.

Актуальность проблемы создания и широкого применения кабелей и проводов пожаробезопасного исполнения подтверждается статистическими данными Министерства чрезвычайных ситуаций (МЧС) России, которые показывают, что среди электротехнического оборудования и устройств кабельные коммуникации являются главным источником возникновения и распространения пожаров и причиненного ущерба.

Решению указанных проблем посвящена настоящая диссертация.

Цель и задачи работы. Целью работы являются теоретический анализ, исследования, технологические решения в области кабельной техники, связанные с разработкой нового оборудования и созданием и внедрением кабелей и проводов для экстремальных условий эксплуатации на объектах нефтегазового комплекса, атомной энергетики и других наиболее важных объектах.

       В работе ставятся и решаются следующие задачи.

1. Теоретический анализ технологического процесса термообработки изоляции кабельных изделий, применения высокочастотного индукционного нагрева и оценка эффективности такого нагрева в производстве проводов и кабелей.

2. Анализ влияния факторов внешней среды на выбор материалов при конструировании кабелей для атомных электростанций.

3. Исследование процесса горения кабелей при групповой прокладке, особенностей горения контрольных кабелей и кабелей управления при их плотной укладке в кабельных коммуникациях.

4. Исследование кабельных материалов и технологии их переработки при изготовлении обмоточных проводов и кабелей-удлинителей для питания погружных электродвигателей.

5. Разработка, исследования и внедрение проводов высокой нагревостойкости для маслозаполненных погружных электродвигателей, электробуров и кабелей-удлинителей.

6. Исследования и разработка изоляционных материалов пониженной горючести для кабелей пожаробезопасного исполнения.

7. Создание специальной экспериментальной базы для проведения испытаний на соответствие полному комплексу требований по пожаробезопасности, предъявляемых в совокупности к материалам и кабелям пониженной пожарной опасности, а также на стойкость к специальным внешним воздействующим факторам окружающей среды в условиях гермозоны АЭС.

8. Создание, внедрение и применение не распространяющих горение и огнестойких кабелей с повышенными показателями надежности для атомных электростанций и других объектов повышенной опасности.

Научная новизна работы. Научная новизна работы сводится к следующим моментам.

1. Исследование и обоснование применения способа высокочастотного индукционного нагрева кабельных изделий. Теоретический анализ влияния параметров индукторов различного типа на эффективность нагрева протяженных изделий из немагнитных материалов.

2. Исследование процесса термообработки обмоточных проводов с пленочной изоляцией и последующая разработка методики теплового расчета нагрева провода в печах сопротивления различного типа и в высокочастотном индукторе. Обоснование максимальной эффективности использования комбинированного нагрева кабельного изделия, когда в первой зоне используется высокочастотный индукционный нагрев, а во второй – нагрев в печи сопротивления.

3. Исследования и оценка параметров сварного соединения полимерного покрытия на основе фторопласта в условиях воздействия факторов, влияющих на качество сварки. Оценка и регламентация показателей технологического процесса сварки (температура, давление, время) при изготовлении обмоточных проводов с изоляцией из полиимидно-фторопластовых пленок.

4. Анализ влияния воздействующих эксплуатационных факторов на допустимые параметры кабеля (токовая нагрузка, температура на жиле) при различных параметрах жидкости в скважине и разработка методики теплового расчета кабеля-удлинителя в нефтяной скважине.

5. Теоретический анализ процесса горения при групповой прокладке силовых кабелей в тоннеле, а также для плотно уложенного пакета контрольных кабелей или кабелей управления при горизонтальном и вертикальном расположении. Установление факта, что в отличие от существующих теорий процесса горения, при распространении зоны горения вдоль пучка значительное влияние имеет тепловое излучение от пламени в зоне горения.

6. Определение оценки стойкости кабельных изделий к воздействию пожара с использованием таких показателей, как эффективная теплота сгорания; величина теплового потока, вызывающего воспламенение материала; время воспламенения; скорость потери массы с использованием экспериментальных данных, полученных на основе метода кон-калориметрии.

Практическая значимость работы. На основании выполненных исследований, теоретических разработок, анализов, расчетов, получены следующие практические результаты.

1. Разработаны нагревостойкие обмоточные провода с изоляцией из полиимидно-фторопластовых пленок для использования в маслозаполненных погружных электродвигателях насосов нефтедобычи, электробурах, тяговых электродвигателях и других видах электрооборудования, эксплуатируемых в условиях комплексного воздействия различных факторов.

2. Разработана технология изготовления обмоточных проводов с пленочной изоляцией с применением для термообработки комбинированного высокочастотного нагрева и нагрева в печи сопротивления, обеспечивающая высокое качество сваривания пленок, а тем самым и герметизацию изоляции и эффективность процесса в целом.

3. Создано технологическое оборудование для производства круглых и прямоугольных обмоточных проводов с пленочной изоляцией, совмещающее технологические процессы обмотки и термообработки.

4. Разработаны полимерные материалы пониженной горючести для применения в кабелях и проводах пожаробезопасного исполнения.

5. Разработана широкая номенклатура силовых, контрольных кабелей, кабелей управления, связи, сигнализации, специальных кабелей, отвечающих комплексу требований по пожарной безопасности и надежности.

6. Разработаны кабели и провода огнестойкого исполнения, обеспечивающие работоспособность при передаче электроэнергии в условиях пожара в течение 3-х часов, для использования в системах энергообеспечения, управления, безопасности.

7. Разработана нормативно-техническая база по применению кабелей пожаробезопасного исполнения на объектах атомной энергетики, в метрополитене, при высотном строительстве, других объектах повышенной пожарной опасности.

Реализация результатов работы в промышленности. Разработанные  в результате выполнения настоящей работы обмоточные провода марки ППИ-У широко используются в новой серии отечественных погружных электродвигателях насосов  добычи нефти, освоение производства которой позволило отказаться от импорта аналогичного электрооборудования. Производство таких проводов освоено на заводах «Камкабель», «Модавкабель», «Москабель», «Экспокабель», ОАО «Татнефть». В настоящее время объем производства проводов марки ППИ-У составляет около 1000 т в год и полностью обеспечивает потребности рынка.

На заводах «Камкабель», «Модавкабель», «Москабель» освоено производство прямоугольных проводов марки ППИПК для тяговых электродвигателей электровозов новой отечественной серии.

Организовано производство отечественных кабелей-удлинителей для питания электродвигателей с применением в качестве первого слоя нагревостойкой изоляции из полиимидно-фторопластовых пленок.

С 2002 года начался выпуск и применение новой серии кабелей, не распространяющих горение, с низким дымо- и газовыделением исполнения «нг-LS» и специальных поливинилхлоридных пластикатов пониженной пожарной опасности. Уже в 2008 году производство таких кабелей осуществлялось более чем на 30-ти российских заводах, а производство таких поливинилхлоридных пластикатов освоено на Владимирском химическом заводе (г. Владимир) в России и в ООО «Проминвест» (г. Харьков) в Украине.

С 2003-2004 г. начато производство и широкое применение кабелей, не распространяющих горение, с изоляцией и оболочкой из полимерных композиций, не содержащих галогенов (исполнение «нг-HF»). Такие кабели используются в гермозоне атомных электростанций, метрополитене, на объектах с большим скоплением людей. В настоящее время их производство организовано на 15 российских предприятиях.

Впервые поставки огнестойких кабелей исполнения «нг-FRLS» и «нг-FR-HF» были начаты в 2004-2005 г.г. для АЭС «Бушер» (Иран), затем АЭС «Кудамкулан» (Индия), а с 2007 года их использование начато и на российских атомных электростанциях. Применение таких кабелей предусмотрено в системах управления безопасностью АЭС и других важнейших объектах. Производство огнестойких кабелей освоено на 7 российских кабельных заводах.

Апробация работы и публикации. Основные положения и материалы работы докладывались и обсуждались, начиная с 1970 г., на 6-ти международных научно-технических конференциях, 8-ми Всесоюзных и Всероссийских научно-технических конференциях, на заседаниях научно-технических советов министерств электротехнической, нефтяной, атомной промышленности, Минэнерго СССР, Росэнергоатома, общих собраниях Академии электротехнических наук РФ, во время международных встреч при осуществлении строительства АЭС «Бушер» (Иран), на технических семинарах Международных Ассоциаций «Электрокабель» и «Интеркабель».

       Результаты работ опубликованы в  109  работах, из которых  9 являются авторским свидетельством СССР и 57 патентами на изобретения и полезные модели РФ.

Основное содержание работы

  1. Исследование материалов и технологии их переработки при изготовлении обмоточных проводов для погружных электродвигателей.

[4-6]

    1. Обмоточные провода для погружных электродвигателей изделие для использования и эксплуатации в особо тяжелых условиях.

       Добыча подземных вод, нефти, других жидкостей, залегающих на различных глубинах в земной коре, может осуществляться различными способами. Однако, как показывает отечественный и зарубежный опыт, наиболее эффективным способом подъема различных подземных жидкостей, к которым относятся содержащие нефть пластовые жидкости, артезианские пресные воды, йодо-бромные воды и др., является использование скважинных центробежных насосов, приводом которых служит асинхронный двигатель погружного типа. Следует отметить, что в настоящее время не менее 70% от общего количества нефти в России добывается с помощью погружных электронасосов.

       Характерными особенностями погружных электродвигателей являются жесткие ограничения габаритных размеров, определяемые размером скважины и диаметром обсадной трубы, и необходимость обеспечения повышенной надежности при тяжелых условиях эксплуатации, поскольку их замена в глубоких нефтяных скважинах, связанная с демонтажем всей насосной установки и вынужденным простоем скважины, приводит к огромным материальным затратам. Эксплуатация погружных электродвигателей сопровождается значительными перегревами, электрическими и механическими перегрузками. Рост мощности погружных электродвигателей насосов добычи нефти в последние десятилетия привел к тому, что их длина увеличилась до 8 м, а рабочее напряжение до 3300 В.  Дальнейшее увеличение  мощности электродвигателя и КПД при заданных габаритах поставило задачу повышения длительно допустимых рабочих температур на обмотке до 200-2200С с перегревом до 250-2600С и снижения толщины изоляции обмоточного провода с целью обеспечения максимально возможного коэффициента заполнения паза.

       С учетом особенностей конструкции и условий эксплуатации погружных электродвигателей насосов добычи нефти сформулированы основные технические требования к электрической изоляции обмоточных проводов.

       В первую очередь это стойкость изоляции к длительному воздействию окружающей провод жидкой среды при высоких температурах эксплуатации и перегревах, указанных выше. Изоляция провода должна быть герметичной. Это связано с тем, что изоляционное масло, находящееся внутри маслозаполненного электродвигателя, в процессе эксплуатации увлажняется за счет диффузии воды через подвижные уплотнения и материалы системы гидрозащиты. Возможно также попадание пластовой жидкости внутрь электродвигателя в аварийном режиме.

       Особенностью конструкции погружных электродвигателей является то, что статор имеет полностью закрытый паз, в результате чего статорные обмотки изготавливаются методом последовательной протяжки провода через пазы по определенной схеме. Такая специфика изготовления обмоток при весьма больших длинах статора предъявляет исключительно высокие требования к различным механическим воздействиям (истирание, продавливание, сдир и др.). Должна быть обеспечена хорошая адгезия изоляции к жиле и соответственно стойкость к многократным изгибам во время изготовления обмотки.

       Повышение рабочих напряжений электродвигателей при одновременном снижении толщины изоляции проводов вплоть до 0,15 мм предъявило повышенные требования к электрической прочности изоляции. При этом важным фактором является стабильность электрических характеристик по длине и отсутствие мест с поврежденной или с ослабленной изоляцией на длине фазы, достигающей 250-300 м, что является достаточно жёстким требованием.

       Одним из важнейших, специфичных факторов эксплуатации электронасосной установки в целом и электроизоляционной системы с обмоточным проводом в погружном электродвигателе является работа под большим гидравлическим давлением окружающей среды (жидкости). В скважинах с глубиной свыше 1,5 км это давление достигает 25 МПа и более. Безусловно, изоляция обмоточного провода должна обеспечить работоспособность при указанных воздействующих факторах.

       В комплексе предъявляемые требования и условия эксплуатации проводов в обмотках погружных электродвигателей насосов добычи нефти являются особо тяжелыми и их можно считать  экстремальными.

    1. Исследование изоляционных материалов для работы в  условиях эксплуатации погружных электродвигателей насосов нефтедобычи.

[3,9,12,18,21]

       Выбору полимерного материала, предназначенного в качестве электрической изоляции обмоточных проводов для погружных электродвигателей, должно предшествовать получение максимально возможной информации об условиях эксплуатации проводов, технологии их переработки, конструкции системы изоляции, требуемых параметров надежности. Основные данные об этом представлены в предыдущем разделе настоящей работы.

       В 70-е годы прошлого века для погружных маслозаполненных электродвигателей серий АВ5 и В5 в качестве изоляции обмоточных проводов нашли применение экструдируемый сополимер этилена и тетрафторэтилена (ЭТФЭ) под маркой фторопласт – 40Ш (провода марки ПФО), пленки полиэтилентерефталата (провода марки ПЭТВПДЛ) и политетрафторэтилена (ПТФЭ) под маркой фторопласт-4 (провода марки ППФ).

       ЭТФЭ по сравнению с ПТФЭ имеет более высокую механическую прочность, ударную вязкость, стойкость к истиранию и раздиру. Однако выполненные исследования по оценке работоспособности такой изоляции в условиях эксплуатации погружного электродвигателя показали ее недостаточную надежность в связи со склонностью к растрескиванию при использовании в проводах диаметром свыше 2,0 мм. Основная масса таких проводов как раз и используется в погружных электродвигателях. Кроме того, допустимая рабочая температура проводов ПФО с изоляцией из фторопласта 40Ш не превышала 1500С.

       Проблема растрескивания была решена путем применения в качестве изоляции обмоточного провода неориентированных и ориентированных пленок фторопласта-4. При этом с целью обеспечения герметичности и монолитности пленочной изоляции была предложена оригинальная технология сварки фторопластовых пленок в процессе изготовления проводов с применением нагрева жилы токами высокой частоты, которая широко используется при изготовлении современных проводов и будет изложена в последующих разделах данной работы. Провода с изоляцией из пленок фторопласта-4 (марки ППФ) показали хорошую работоспособность и надежность при эксплуатации в экстремальных условиях. Допустимая рабочая температура их составила 180-2000С. К недостаткам такой изоляции следует отнести ее низкую механическую прочность, что особенно сказалось при увеличении мощности электродвигателей за счет увеличения их длины, а следовательно и усложнения условий намотки статора. Кроме того, как показали многочисленные исследования, изоляция из пленок фторопласта-4 также, как и изоляция из экструдируемого фторопласта-40Ш, не может быть рекомендована для эксплуатации в погружных электродвигателях на напряжение свыше 1000 В. При этом толщина такой изоляции составляла 0,4-0,45 мм, что не отвечало возрастающим требованиям при освоении производства электродвигателей новой серии.

       Для электродвигателей с рабочим напряжением до 2000 В в то время была предложена изоляция обмоточных проводов на основе пленок из полиэтилентерефталата. Такие пленки толщиной 25 мкм имели высокие электрические показатели, хорошую стойкость к воздействию масел, агрессивных жидкостей, высокую механическую прочность. С целью повышения электрической прочности провода марки ПЭТВПДЛ с указанной изоляцией имели подслой эмали из полиэфирного лака. За счет такого решения несмотря на более высокое рабочее напряжение общая толщина комбинированной эмалево-пленочной изоляции, была снижена по сравнению с проводами ПФО и ППФ до 0,32-0,34  мм. Тем не менее, изоляция на основе пленок из полиэтилентерефталата, а соответственно и провода марки ПЭТВПДЛ не нашли широкого применения, главным образом, из-за недостаточной нагревостойкости, которая не превышала 1300С. Погружные электродвигатели с такой изоляцией обмоточных проводов могли эксплуатироваться только в месторождениях с неглубоким залеганием нефти.

       Таким образом, к началу 80-х годов прошлого века созданные на основе широко известных в тот период изоляционных материалов обмоточные провода для погружных маслозаполненных электродвигателей не смогли удовлетворить резко возросшие требования по обеспечению высокого технического уровня электронасосных установок добычи нефти. Это в первую очередь связано с широким освоением новых месторождений в Сибири и на Дальнем Востоке. Как отмечалось выше, такими требованиями являются: длительно допустимая рабочая температура обмотки электродвигателя 200-2200С с перегревами до 250-2600С; рабочее напряжение – до  2300 В; толщина  изоляции – не более 0,23 мм; высокие физико-механические характеристики изоляции, обеспечивающие без повреждений выполнение технологии изготовления обмотки электродвигателя методом протяжки в закрытом пазе статора большой длины; надежная работа в системе изоляции при воздействии всего комплекса факторов экстремальных условий эксплуатации.

       Наиболее полно указанным требованиям отвечают нагревостойкие пленочные материалы на основе гетероциклических полимеров: ароматические полиамиды, полиимиды, полиоксидиазолы и др. Крупнейшим успехом при создании нагревостойких полимеров явилось решение задачи поликонденсации полиимидов на основе диангидридов тетракарбоновых кислот и ароматических диаминов через промежуточную стадию образования полиамидокислот с последующим термическим превращением в полиимид. Результатом этих работ явилась организация в 70-е годы сначала в США, затем в СССР и Японии промышленного производства полиимидной пленки. Среди полимерных пленочных материалов полиимидная пленка занимает особое положение благодаря высоким нагревостойкости и химической стойкости, отличному сочетанию физико-механических и электрических характеристик.

       Приведенные фирмой Du Pont de Nemours и подтвержденные отечественными  исследованиями данные термогравиметрического анализа (ТГА) полиимидной пленки в динамическом и изотермическом режимах, а также полученная зависимость ресурса пленки от температуры, показывают ее высокую термостабильность и подтверждают,  что температурный индекс такой пленки составляет 2400С. Аналогичные данные были получены при исследовании отечественной полиимидной пленки марки ПМ.

       Существенным недостатком пленки Kapton H, ПМ или ей подобной с  точки зрения использования их в качестве электрической изоляции обмоточных проводов является невозможность получения монолитной изоляции, так как полиимидная пленка не плавится при термообработке и соответственно, не сваривается. В связи с этим по техническому заданию кабельной промышленности были разработаны комбинированные полиимидно-фторопластовые пленки, удачно соединяющие в себе основные достоинства полиимидов (высокую нагревостойкость, механическую и электрическую прочность) со способностью фторопластов образовывать сварные соединения. При этом в комбинированной пленке фторопластовое покрытие кроме обеспечения  свариваемости при термообработке уменьшает влагопоглащение и проницаемость водяных паров, повышает износостойкость и химическую стойкость изоляционного покрытия.

       В лабораториях ВНИИ кабельной промышленности проведен большой комплекс исследований характеристик полиимидно-фторопластовых пленок отечественного производства марки ПМФ, фирмы  Du Pont de Nemours (США) марки Kapton F и ряда японских производителей с целью оценки их пригодности для использования в качестве изоляции обмоточных проводов для погружных электродвигателей и установления гарантированных показателей качества, обеспечивающих надежную работу последних. Исследовались характеристики в состоянии поставки, которые влияют на технологию изготовления проводов и их качество в исходном состоянии, и изменение параметров в процессе длительного воздействия различных сред, которые определяют способность обеспечить надежную работу провода  в составе обмотки электродвигателя.

       При наложении изоляции на провод методом обмотки следует уделять внимание  физико-механическим характеристикам пленки и их стабильности по длине. Особенно это важно, если требуется обеспечить большую плотность обмотки, т.е. вести процесс обмотки с большим натяжением лент. Необходимость и обоснование такой плотной обмотки обмоточных проводов для погружных электродвигателей будет показана ниже. Применяемая в этом случае пленка должна иметь высокие механическую прочность на разрыв и относительное удлинение. В результате исследований было показано, что для полиимидно-фторопластовых пленок критическим параметром является удлинение, которое имеет достаточно большой разброс по длине рулона. При этом установлено, что на величину удлинения влияют не только химико-физические процессы пленкообразования, но и инородные включения и всевозможные микродефекты, что не наблюдалось на пленках из фторопласта и полиэтилентерефталата.

       Анализ таких дефектов, как микротрещины на поверхности пленки, инородные включения и воздушные пузыри в полиимидной основе, инородные включения во фторопластовом покрытии показал, что они влияют как на удлинение, так и на электрическую прочность. В качестве примера на рис. 1.1 (приложение) в координатах Вейбулла представлены значения функции распределения пробивного напряжения F(Uпр) и относительного удлинения F()  пленки ПМФ толщиной 60/40 мкм без включений и с инородными включениями темного цвета. Выборка составляла по 100 образцов каждого типа, отобранных от одного рулона пленки. Было установлено, что наличие включений в полиимидной основе приводит к более резкому снижению относительного удлинения, а следовательно и к увеличению обрывности при изолировании провода.

       Ужесточение требований по максимально допустимой толщине изоляции обмоточного провода поставило вопрос об обеспечении стабильности толщины применяемых пленок по длине. На рис. 1.2 (приложение) представлены гистограммы распределения толщин F(л) односторонних полиимидно-фторопластовых пленок Kapton F и ПМФ. Видно, что отечественная пленка ПМФ имеет больший разброс по толщине по сравнению с пленкой фирмы Du Pont. На основании большого массива статистических данных и выполненных исследований по оценке влияния параметров пленки на качество изоляции обмоточного провода были установлены обоснованные допустимые требования к основным характеристикам пленки, которые нашли отражение в нормативно-технической документации. К таким характеристикам относятся: механическая прочность при разрыве – не менее 110 Н/мм2, относительное удлинение при разрыве – не менее 50% при среднем значении не ниже 70%, электрическая прочность – не менее 130 МВ/м при среднем значении не ниже 160 МВ/м, допустимые отклонения по толщине пленки при общей толщине 50 мкм – не более + 6 мкм, отсутствие инородных включений.  И еще одно весьма важное и достаточно жесткое требование к пленке, предназначенной для изоляции обмоточных проводов погружных электродвигателей, это  минимально допустимая длина пленки с гарантированными параметрами качества. Такое требование вызвано необходимостью минимизации сварных соединений пленки, а значит и ослабленных мест в изоляции, на длине фазы, которая для погружных электродвигателей, как отмечалось выше, достигает 300 м.

       Длительная работоспособность изоляции обмоточных проводов в условиях погружного электродвигателя определяется в первую очередь стойкостью применяемых материалов к воздействию окружающей среды. Поскольку в процессе эксплуатации в полость двигателя возможно попадание воды и пластовой жидкости, необходимо оценить изменение характеристик полиимидно-фторопластовых пленок в процессе длительного воздействия воды как более агрессивной жидкости по сравнению с изоляционным маслом, которым заполняется электродвигатель в начале эксплуатации. Это особенно важно с учетом того, что чистая полиимидная пленка имеет недостаточную гидролитическую стойкость. Степень гидролиза полиимидной основы можно оценить по уровню снижения относительного удлинения при разрыве. На рис. 1.3 (приложение)  представлены зависимости снижения относительного удлинения при разрыве от времени старения в воде при температуре 1400C и давлении 0,35 МПа. Анализ этих зависимостей показывает, что существенное повышение гидролитической стойкости пленок достигается модификацией полипиромиллитимида производными адамантана или применением полиимидов на основе  дифенилтетракарбоновой кислоты (пленка фирмы Nitto Electric).

       Исследования характеристик комбинированных полиимидно-фторопластовых пленок с толщиной фторопластового покрытия 5 и 10 мкм при воздействии воды проводились при температурах 20; 50; 70 и 900С в течение 6000 часов. Анализ и обработка полученных данных позволили выбрать в качестве аналитического выражения зависимости основных параметров пленки от времени воздействия и температуры воды экспоненциальное уравнение вида

                                               y=eaT+b ,                                               (1.1)

где y – контролируемый параметр; a и b – постоянные коэффициенты; T – температура среды или время воздействия среды при постоянной температуре.

       Рассчитанные методом наименьших квадратов коэффициенты a и b для разрывного усилия , относительного удлинения ,  электрической прочности E позволяют определять основные параметры пленки при воздействии воды в течение различного времени при различных температурах. На рис. 1.4а (приложение)  изменения указанных параметров для отечественной пленки ПМФС-352-10  с толщиной фторопластового покрытия 10 мкм представлены в полулогарифмических координатах в зависимости от времени пребывания в воде при температурах 20 и 900С, а на рис. 1.4б  (приложение) в зависимости от температуры после 6000 часов выдержки в воде. Видно, что наиболее критическим параметром, на который оказывает влияние воздействие воды, является относительное удлинение. Было установлено, что при меньшей толщине фторопластового покрытия влияние воды значительно больше, чем показано на рис. 1.9 (приложение)  и 1.10 (приложение). Исследования показали, что при длительном воздействии воды наблюдается отслоение фторопластового покрытия и разрушение полиимидной основы, которое в первую очередь сказывается на удлинении. Отслоение фторопластового покрытия и разрушение полиимидной основы у пленки Kapton F фирмы Du Pont происходит несколько быстрее, чем у отечественных пленок ПМФ. Это связано, по всей видимости, с различием технологии нанесения фторопластового покрытия. В целом же комбинированные полиимидно-фторопластовые пленки показали достаточно высокую стойкость при длительном воздействии воды. При исследовании изменения характеристик полиимидно-фторопластовых пленок в процессе длительного воздействия трансформаторного масла при повышенных температурах было также установлено, что наиболее чувствительным параметром, характеризующим процесс старения пленок в жидких средах, является относительное удлинение. На рис. 1.5 (приложение)  представлено изменение относительного удлинения пленки ПМФ-С-352 после старения при повышенных температурах в среде масла. Видно, что несмотря на снижение при высоких температурах относительное удлинение остается достаточно высоким, что свидетельствует о стойкости к длительному воздействию сред, используемых в погружных электродвигателях.

       Выполненные исследования позволили рекомендовать для использования в качестве изоляции обмоточных проводов для погружных электродвигателей отечественные пленки с толщиной фторопластового покрытия 10 мкм и импортные пленки – 12,5 мкм.

    1. Обоснование и выбор оптимальных параметров технологии герметизации (спекания) пленочной изоляции.

[7,8,19,29]

       В многочисленных исследованиях, выполненных лично или под руководством автора показано, что высокая механическая и электрическая прочность изоляции на основе пленочных материалов при ее малой толщине, хорошая адгезия к жиле, надежная работа в жидких средах может быть реализована только при спекании отдельных слоев пленки между собой и образовании монолитной и герметичной изоляции по всей длине провода. Необходимым условием получения такой изоляции является качественная сварка пленок между собой. Поэтому выбор оптимальных режимов для сварки пленок в процессе изготовления проводов является важным этапом исследования.

       Одним из основных параметров, определяющих качество сварного соединения, является температура нагрева полимера. Выбор требуемой температуры нагрева определяется двумя обстоятельствами. С одной стороны, переход материала в вязкотекучее состояние не должен сопровождаться деструкцией материала. С другой стороны, расплав должен иметь такую вязкость, чтобы при напряжениях сдвига, возникающих при приложении давления во время сварки, достигались его перемещение и перемешивание. Кроме температуры и давления на  качество сварного шва влияет время сварки,  которое зависит от скорости нагрева материала, скорости достижения полного контакта поверхностей при выбранных давлении и температуре, скорости перемешивания материалов за счет микрореологических процессов и скорости диффузии элементов макромолекул по границам перемешанных микрообъемов материалов.

       Сложность и взаимосвязь физико-химических процессов, протекающих при сварке полимеров затрудняет создание полной математической модели описания процесса сварки. Поэтому для оптимизации режимов сварки полиимидно-фторопластовых пленок применялись экспериментальные методы. Была разработана методика сварки пленок на специальном полуавтоматическом агрегате, позволяющем варьировать температуру, давление и время в широких пределах. Для оценки качества сварки пленок применяется метод, основанный на расслаивании Т-образного сварного соединения. Длина сварного шва св составляла 20 мм, ширина b – 10 мм. Число испытываемых образцов, отобранных от одного места рулона и сваренных при одном режиме, равнялось восьми.

       На рис. 1.6 (приложение) представлены диаграммы расслаивания сварного соединения, когда расслаивание происходит точно по шву (a) и по толще фторопластового покрытия (б). На диаграммах можно выделить три характерных участка: рост напряжений в сварном шве (0-А), расслаивание (А-Б) и краевой эффект (Б-В). Диаграмма 1.6а (приложение) свидетельствует о том, что сварное соединение выполнено не при оптимальных условиях (рас.ф), а 1.6б (приложение)  показывает, что режимы сварки близки к оптимальным, когда прочность расслаивания рас. примерно равна прочности фторопластового покрытия ф. На диаграмме рис. 1.6б (приложение)  наблюдаются провалы в кривой прочности сварного шва на участке А-Б. Это можно объяснить наличием воздушных прослоек, которые образуются при сварке пленок с шероховатой поверхностью, инородными включениями, загрязнениями поверхности.

       Обработка результатов испытаний проводилась с использованием метода планирования эксперимента. Для решения задачи оптимизации применен метод крутого восхождения Бокса-Уилсона.

       Исследования, проводимые в окрестностях оптимальной точки факторного пространства переменных Т=360°С, t=62с, Р=0,31МПа показали, что увеличение температуры или времени сварки сверх найденного предела не приводит к увеличению прочности сварного шва. Напротив, происходит снижение прочности, очевидно, вследствие начала деструкционных процессов фторопластового покрытия. Увеличение давления сварки приводит вначале к росту прочности сварного соединения. В дальнейшем, после достижения оптимального давления величина прочности практически не меняется, рис. 1.7 (приложение).

       При производстве проводов с пленочной изоляцией основным способом создания давления между отдельными слоями является обмотка токопроводящей жилы с заданным натяжением лент. На рис. 1.8 (приложение)  представлена схема спиральной обмотки жилы радиусом r пленкой шириной b с 50%-ным перекрытием и действующие при этом силы. Радиальное давление , оказываемое одиночным  слоем пленки на поверхность цилиндра радиусом r+, равно

                                                                                               (1.2)

Здесь F – натяжение ленты,         - угол наложения, – толщина пленки.

       Общее давление на поверхность жилы может быть получено суммированием давлений, создаваемых отдельными лежащими выше слоями. Ясно, что в многослойной изоляции наименьшее давление испытывает шов, находящийся ближе к поверхности. Поэтому для получения монолитной изоляции необходимо следить за тем, чтобы это давление не было меньше найденного ранее минимально допустимого. Зная величину требуемого давления между слоями, из уравнения (1.2) находим величину минимально допустимого натяжения Fmin ленты при обмотке.

                                                 ,                                        (1.3)

где р - оптимальное давление при сварке лент, ri – радиус поверхности сварного шва, находящегося ближе всех к поверхности изоляции. Например, при обмотке провода диаметром 2,24 мм лентой шириной b=9,6 мм из пленки ПМФ-С толщиной 60 мкм под углом =400 Fmin=6 Н.

       При определении максимально допустимого натяжения ленты, которое можно создавать при обмотке, необходимо учитывать особенности процесса растяжения полимерных пленок, в частности, комбинированных полиимидно-фторопластовых пленок. Исследования показали, что пленки марки ПМФ-С и аналогичные им не имеют явно выраженного предела вынужденной высокоэластичности. Поэтому рекомендовано определять условный предел напряжения при вынужденной высокоэластичности s, а исходя из этого максимально допустимую величину натяжения пленки любой ширины как

                                       ,                                        (1.4)

где и b соответственно толщина и ширина пленки; Ks – коэффициент запаса, учитывающий разброс значений по длине, который для практических расчетов можно принять  равным 0,8.

       Для полипиромеллитимидов переход через предел вынужденной высокоэластичности приходится на деформации от 10 до 20% вместо обычных 3-5% для карбоцепных полимеров. Значение s в уравнении (1.4) для комбинированных полиимиднофторопластовых пленок рекомендуется определять при деформациях 10-13%.

       Если по тем или иным причинам максимально возможное натяжение Fмакс является меньше минимально допустимого Fмин, то сварка пленок происходит при неоптимальном давлении. Это встречается при обмотке прямоугольных проводов с большим отношением ширины провода к его высоте. В этом случае необходимо применять специальные меры, например, добавочное обжатие изоляции профилированными валиками в процессе термообработки.

       При обеспечении оптимального давления в процессе изготовления провода необходимо также учитывать температурную зависимость условного предела вынужденной высокоэластичности s для различных пленок. Было установлено, что более высокие значения параметра s при температурах сварки в диапазоне 340-3600С имеет отечественная пленка марки ПМФ-С-352.

    1. Теоретический анализ технологического процесса термообработки при изготовлении обмоточных проводов.

[15, 16, 22, 26]

       Реализация требования по обеспечению монолитности изоляции из фторопластовых или полиимидно-фторопластовых пленок путем спекания (сваривания) этих пленок между собой при необходимых температурах осуществляется введением технологической операции термообработки изоляции провода, наложенной методом обмотки. На начальной стадии освоения производства обмоточных проводов с пленочной изоляцией для погружных электродвигателей использовалась раздельная технология обмотки и термообработки. В дальнейших работах с целью исключения влияния на качество сваривания процессов релаксации во времени, необоснованных перегибов перед термообработкой была показана необходимость совмещения процессов обмотки и термообработки в одной установке. В таких машинах «in line» лимитирующим процессом с точки зрения производительности (скорости) должен быть процесс обмотки. С целью же достижения максимальной производительности процесса термообработки и обеспечения условий спекания изоляции необходимо правильное понимание процессов нагрева провода и количественная оценка режимов нагрева с учетом различных факторов. Это особенно важно для проводов крупных сечений, таких как круглые провода для погружных электродвигателей, выпускаемые в диапазоне сечений от 3 до 15 мм2, и прямоугольные провода для тяговых электродвигателей в диапазоне от 5 до 35 мм2. При производстве таких проводов лимитирующим может оказаться процесс термообработки.        

       Термообработка большинства кабельных изделий осуществляется в печах сопротивления. Известно, что нагрев проводов сечением свыше 3-5 мм2 в таких печах происходит достаточно медленно. В связи с этим и с целью обеспечения приемлемой технологической скорости термообработки приходится значительно увеличивать длину печи, что не всегда возможно и экономично. Для уменьшения длины печи возможно применение принудительной циркуляции горячего воздуха в камере печи, как это делается в печах для эмалирования проволоки. За счет этого обеспечивается более интенсивный теплообмен между воздухом и проводом, что ускоряет его нагрев.

       Ускорение процесса нагревания провода может достигаться также за счет использования высокочастотного нагрева, предложенного автором. В этом случае процесс термообработки ведется сначала в высокочастотном индукторе длиной как правило до 1 м и затем в обычной печи сопротивления, служащей для обеспечения дополнительного  нагрева до оптимальной температуры спекания и поддержания этой температуры провода в течение времени, необходимого для спекания пленок.

       Важно количественно оценить условия нагрева и спекания изоляции провода и эффективность процесса при различных способах нагрева. С этой целью был выполнен расчет нагрева провода в обычной печи со свободной конвекцией при теплообмене и в печи с принудительной циркуляцией воздуха. Время нагрева провода можно определить по формуле:

,                                                (1.5)

в которой Тт – температура в печи, измеренная термопарой; Тн и Тм -  начальная и максимальная температура провода. Безусловно Тт зависит от температуры стенки печи Тс и температуры  воздуха Тв. Но так как скорость движения воздуха в горизонтальной печи мала, а коэффициент черноты стенки и термопары не сильно отличается, то можно принять Тс=Тв=Тт. Для расчетов принято Тт = 4000С; Тн= 200С.

       Коэффициент (1/с) определяется по формуле:

=        ,                                                (1.6)

где – коэффициент теплопередачи для провода, ; См- теплоемкость единицы объема металла, ; р – наружный периметр по изоляции провода, м; Qм - площадь сечения по металлу, м2; Ки – коэффициент увеличения теплоемкости провода за счет изоляции, который можно принять при толщине изоляции 0,15 мм в среднем Ки=1,05.

       Для проводов крупных размеров на нагрев существенно влияют как конвективный теплообмен, так и теплообмен излучением со стенками печи. В этом случае =и+к, где и – коэффициент теплопередачи излучением; к – коэффициент конвективной теплопередачи. Величины и и к определялись по известным формулам.

       Сравнительные результаты расчета процесса нагрева провода в печи длиной 5 м со свободной конвекцией (печь1) и в печи с принудительной циркуляцией воздуха со скоростью vв=4 м/с (коэффициент турбулентности потока Кт1,4) (печь 2) представлены в табл. 1.1.

Таблица 1.1

Результат расчета нагрева провода в печах сопротивления

Диаметр провода d, мм

2,0

2,5

5,0

8,0

, Вт/м2с

печь 1

66,4

61,6

52,0

44,5

печь 2

118,0

111,0

87,0

75,0

, 1/с

печь 1

0,0352

0,0262

0,011

0,0059

печь 2

0,0625

0,048

0,0185

0,01

Время нагрева t от 20 до 3500С, с

печь 1

56,6

76,3

191,0

339,0

печь 2

32,0

41,6

108,0

200,0

Скорость провода V, м/мин.

печь 1

5,3

3,94

1,57

0,88

печь 2

9,35

7,2

2,78

1,5

Время нагрева до 3200С, с

печь 1

44,1

59,5

142

264

печь 2

25,0

32,4

84,0

156,0

Время нахождения провода в печи при t320-3500С, с

печь 1

12,5

16,8

34,0

75,0

печь 2

7,0

9,2

24,0

44,0

Время нахождения провода при

t 320-3500 С с учетом охлаждения  после выхода из печи, с

печь 1

16,1

21,7

46,8

99,0

печь 2

10,6

14,1

36,8

68,0

       В последней строчке табл. 1.1 представлено общее время нахождения провода при температуре в диапазоне  от 320 до 3500С с учетом  процесса  охлаждения провода после выхода из печи, когда еще продолжается спекание изоляционных пленок. Время охлаждения определяется  исходя из формулы для температуры охлаждения провода Тп.

                                               Тп=(Тм-Тн)                                        (1.7)

       Расчетные значения параметров охлаждения при Тм= 3500С; Тп=3200С; Тн= 200С приведены в табл. 1. 2.

Таблица 1.2

Результаты расчета охлаждения провода после выхода из печи

d, мм

2,0

2,5

5,0

8,0

, Вт/м2с

53,0

48,2

36,9

31,5

, 1/с

0,028

0,0203

0,00781

0,00416

Время охлаждения t,

от 350 до 3200С, с

3,6

4,9

12,8

24,0

       На основании анализа результатов табл. 1.1 можно сделать следующие выводы. При использовании печи со свободной конвекцией скорость нагрева проводов диаметром  свыше 2,0 мм значительно снижается, и процесс  термообработки в этом случае становится лимитирующим фактором при производстве проводов, поскольку процесс высококачественной обмотки можно вести при скоростях 5-7 и даже выше. Применение принудительной циркуляции воздуха в печи позволяет  увеличить  скорость нагрева провода в 1,7 – 1,8 раза и решить проблему производительности и оптимизации процесса обмотки и термообработки, хотя конструкция такой печи значительно усложняется. Однако, как в первом, так и во втором случае следует обратить внимание на неэффективное использование печи для процесса спекания пленок. Как показывают приведенные расчеты, только примерно часть длины печи используется для нахождения провода в зоне оптимальных температур для спекания изоляции. При этом прямое увеличение скорости процесса нагрева в печи с принудительной циркуляцией резко уменьшает время нахождения провода в этой оптимальной зоне, что может оказаться недостаточным для обеспечения необходимого качества спекания. В связи с этим более надежным  процессом термообработки с точки зрения качества спекания и эффективности использования печи сопротивления является комбинированный  нагрев с применением высокочастотного нагрева в первой зоне. В этом случае  провод в печь сопротивления поступает уже нагретым до температуры Тн. Если задаться определенной скоростью процесса термообработки с обеспечением нагрева до конечной температуры Тм, то можно определить необходимую в этом случае начальную температуру провода Тн при входе в печь. Из (1.5) следует, что начальная температура должна быть

                                       Тн=Тм t –Тт (t – 1)                                        (1.8)

       В качестве примера в табл. 1.3 представлены рассчитанные по (1.8) значения Тн при различных скоростях термообработки V для проводов диаметром 2,0 и 2,5 мм. Расчет выполнен для печи длиной 4 м со свободной конвекцией при Тт=4000С; Тм=3500С.

Таблица 1.3

Расчетные значения начальной температуры провода при входе в печь в зависимости от скорости термообработки

d=2 мм

V,

5,5

6,0

6,5

7,0

Тн ,0С

168

196

217

233

d=2,5 мм

V,

4

4,5

5,0

5,5

Тн, 0С

160

198

224

243

       

       Данные табл. 1.3 показывают температуру, которую должен обеспечить высокочастотный индуктор на входе в печь сопротивления. С использованием данных табл. 1.3, был проведен расчет параметров нагрева провода в печи сопротивления аналогично тому, как это представлено в табл. 1.1. Анализ полученных данных показывает, что время пребывания провода в печи при температурах 320-3500С в этом случае возрастает более чем в 3 раза, что повышает эффективность использования пространства печи и гарантирует качество спекания изоляции при высоких скоростях ведения процесса термообработки.

       1.5 Применение высокочастотного индукционного нагрева, анализ эффективности его использования в производстве проводов и кабелей.

[1, 2, 10, 11, 27, 29]

       Целесообразность применения высокочастотного индукционного нагрева при изготовлении обмоточных проводов для погружных электродвигателей была показана в ранних работах автора. Особенно это важно в тех случаях, когда используется эффект изменения градиента потока тепла от жилы к изоляции, например, при спекании изоляции достаточно большой толщины (0,4-0,5 мм) на основе фторопластовых пленок. Для нагрева протяженных кабельных изделий был предложен петлевой индуктор, представленный на рис. 1.9 (приложение), нашедший широкое применение. Было обосновано, что для нагрева круглых обмоточных проводов диаметром более 2,0 мм и прямоугольных проводов сечением более 5 мм2 достаточно применение генераторов с частотой не более 70 кГц.

        При изготовлении проводов с более тонкой изоляцией на основе полиимидно-фторопластовых пленок эффект изменения градиента теплового потока не играет роли. Однако в этом случае встает вопрос об эффективности процесса термообработки как с точки зрения производительности, так и обеспечения условий высокого качества сваривания пленочной изоляции, как это было показано в предыдущем разделе. В кабельной промышленности нашли применение как петлевые, так и цилиндрические индукторы. На рис. 1.10 (приложение) представлено расположение нагреваемого провода в петлевом индукторе. При этом на рис. 1.10а (приложение)  показан петлевой индуктор, выполненный из прямоугольных полых профилей, а на рис. 1.10б (приложение), в – из круглых полых трубок. С целью повышения эффективности индуктора (его КПД) желательно применение ферритовых экранов, как это показано на рис. 1.10в (приложение).

       На рис. 1.11 показан  индуктор, выполненный в виде  соленоида. Такой индуктор также изготавливается из прямоугольных полых профилей. Через внутреннюю полость проводников индукторов прокачивается вода для отвода тепла, выделяемого в индукторе.

       В петлевом индукторе нагрев проводника осуществляется при воздействии поперечного магнитного поля, а в соленоидном при воздействии продольного магнитного поля. Известно, что теоретически нагрев немагнитных металлов в однородном поперечном магнитном поле в 2 раза эффективнее, чем в продольном поле, что важно при использовании высокочастотного индукционного нагрева проводников в кабельной промышленности. Однако реально эффективность нагрева существенно зависит от соотношения геометрических параметров индуктора и нагреваемого тела. В работах автора  показано, что КПД петлевого индуктора значительно уменьшается при увеличении расстояния a между пластинами индуктора, вызываемого увеличением размеров нагреваемого проводника. Это говорит о том, что при нагреве проводников крупных сечений предпочтительней использовать соленоидный индуктор. Важно иметь сравнительный количественный анализ эффективности указанных выше индукторов в зависимости от сечения нагреваемых проводов и размеров индуктора.

       В отечественной практике при нагреве протяженных кабельных изделий нашли применение высокочастотные генераторы, параметры которых приведены в табл. 1.4.

Таблица 1.4

Параметры высокочастотных генераторов,

применяемых в кабельной технике

Тип генератора

BЧГ2-100/0,066

BЧГ7-60/0,066

Mark 12

«PILLAR»

ИЧИ5-25/0,066

Частота, кГц

66+7

66+7

25

66

Колебательная мощность, кВт

100+10

60+6

40

25+2,5

В большинстве установок применяют петлевые индукторы, а с генератором фирмы «PILLAR» используются соленоидные индукторы. Длина индукторов и составляет от 0,7 до 1,0 м.

В табл. 1.3 показана температура провода, которая  должна быть на выходе из индуктора и входе в печь сопротивления. Исходя из этих данных для последующих расчетов можно принять, что средняя температура провода в индукторе будет равняться ориентировочно 1000С, а удельное объемное сопротивление  жилы при этом

       Мощность энергии Рпр, выделяющейся в круглом проводе на единицу длины, при воздействии на него магнитного поля с напряженностью Н можно определить по известным  формулам  из работ Поливанова К.М. Для поперечного магнитного поля петлевого индуктора

, где                                        (1.9)

Fпр – площадь сечения проводника, м2; - эквивалентная магнитная проницаемость

,                                        (1.10)

Величины и - составляющие комплексной магнитной проницаемости .

Расчеты напряженности магнитного поля и индуктивности индуктора осложняются тем, что наибольшая плотность тока получается на внутренней поверхности проводников индуктора. Тем не менее приближенно значение Н для индуктора из круглых проводников рис. 1.10б (приложение) можно определить как:

Н ,                                                 (1.11)

а индуктивность индуктора L

,  (1.12)

       Тoк в индукторе ,                               (1.13)

где Sи – «колебательная» (полная) мощность на индукторе, Вт.

       Скорость движения провода (м/с) при его нагреве до температуры Т1 на выходе из индуктора определим по формуле:

,                                        (1.14)

где Спр=см·Fпр; см – теплоемкость единицы объема металла провода, для меди см=3,6·106 ; Т=Т1 –Тн; Тн – температура провода на входе в  индуктор. Используя в (1.14) значение Рпр из (1.9)  и с учетом формул (1.10-1.13) получим (м/с)

  ,                                         (1.15)

       Анализ формулы (1.15) показывает, что от диаметра проводов зависит только значение эквивалентной магнитной проницаемости, а скорость провода не зависит от длины индуктора при постоянной колебательной мощности и определяется параметрами rп, r1, r2 (рис. 1.10 б (приложение)).

       Для продольного магнитного поля соленоидного индуктора:

,                                        (1.16)

где =(1-j)кv/ - сопряженное волновое сопротивление для металла провода, Ом.

       Активная составляющая потерь энергии в проводе

  ,                                (1.17)

       Индуктивность соленоидного индуктора L при сильном поверхностном эффекте по Калантарову П.Л.

                       L=киdи2оw2/4и  ,                                        (1.18)

где dи – внутренний диаметр спирали индуктора, м (рис. 1.11 (приложение)); w – число витков в индукторе. Коэффициент ки при большом значении и/dи близок к 1.

       Напряженность поля вдоль индуктора

,                                                (1.19)

       Аналогично петлевому индуктору, используя формулы (1.13); (1.14); (1.18); (1.19); (1.17), получим V(м/с)

  ,                                (1.20)

       Видно, что скорость провода не зависит от длины и числа витков индуктора при постоянной колебательной мощности на индукторе Sи и обратно пропорциональна диаметру провода и квадрату диаметра индуктора.

       Для расчета индуктивности петлевого индуктора с прямоугольными проводниками (рис. 1.10а (приложение)) приближенно используем выражение (1.18), представляя его как один виток (W=1) соленоидного индуктора. Тогда подставив вместо площади в витке индуктора d2/4 площадь петли индуктора (·и) и вместо длины индуктора и – высоту b получим

                                         ,                                                (1.21)

       Значения коэффициента ки зависят от отношения (а/b). Для (а/b)=1 ки=0,69. Среднюю длину силовой линии магнитного поля примем равной b/ки. Тогда напряженность магнитного поля

,                                                 (1.22)

       Учитывая (1.22), (1.21), (1.9), (1.13), (1.14), получим для петлевого индуктора с прямоугольными проводниками

         ,                                         (1.23)

       Из (1.23) следует, что при постоянном значении Sи и Т скорость  провода обратно пропорциональна площади внутри пластины индуктора (a·b) и для проводов различного диаметра определяется параметром э.

       В табл. 1.5 приведены сравнительные данные для линейной скорости провода V (м/мин) при Т=1000С и нагревании с помощью различных индукторов.

Таблица 1.5

Линейные скорости при термообработке провода с использованием различных генераторов и индукторов

п/п

Параметры индуктора и генератора

Диаметр провода dп, мм

2

4

8

1

Петлевой индуктор рис 1.10б (приложение), dп=16 мм, а=15 мм, Sи=60 квт, f=70 кГц

7,1

3,84

2,06

2

Петлевой индуктор рис 1.10а (приложение), а=20 мм, b=20 мм, Sи=60 квт, f=70 кГц

8,75

4,7

2,52

3

Петлевой индуктор рис 1.10а (приложение), а=15 мм, b=15 мм, Sи=60 квт, f=70 кГц

15,5

8,2

4,5

4

Соленоидный индуктор рис 1.11 (приложение), dп=25,4 мм, Sи=40квт, f=25 кГц

6,65

3,32

1,66

5

Соленоидный  индуктор рис 1.11 (приложение), dп=15,0 мм, Sи=40квт, f=25 кГц

18,5

9,2

4,6

       В предыдущем разделе работы (табл. 1.1 и 1.3) представлены линейные скорости термообработки провода с пленочной изоляцией при нагреве в печи сопротивления длиной 4 м и температурой Тт=4000С как при свободной конвекции, так и при принудительной циркуляции воздуха со скоростью 4 м/с.

       С целью оценки эффективности нагревания различными способами целесообразно сравнить скорость нагрева Vт в 0С/с в индукторах, представленных в табл. 1.5, и печи сопротивления.

       Скорость нагревания провода в печи сопротивления определим по формуле

                                       ,                                        (1.24)

где Тт – температура термопары в печи, Тн – начальная температура провода (200С), – коэффициент, приведенный в формуле (1.6).

       Скорость нагревания провода в индукторе определим как

                                               ,                        (1.25)

Здесь и , м; V, м/мин.

       В табл. 1.6 приведены сравнительные данные скорости нагревания провода в 0С/с в различных условий нагрева.

Таблица 1.6

Скорость нагревания провода при термообработке

в различных условиях нагрева (0С/с)

п/п

Условия нагрева

Диаметр провода, мм

2

4

8

1

Печь сопротивления при свободной конвекции

13,4

5,6

2,13

2

Печь сопротивления при циркуляции воздуха

23,8

9,1

3,8

3

Индуктор 1 табл. 1.5

15,3

8,3

4,35

4

Индуктор 3 табл. 1.5

33,5

17,7

9,7

5

Индуктор 4 табл. 1.5

14,4

7,2

3,6

6

Индуктор 5 табл. 1.5

40,0

19,8

9,9

       Из табл. 1.6 следует, что наибольшую скорость нагревания обеспечивает петлевой индуктор с прямоугольными проводниками и соленоидный индуктор с внутренними размерами 15 мм. Однако следует отметить, что изготовить соленоидный индуктор с таким внутренним диаметром весьма трудно и на практике такие индукторы имеют  диаметр не менее 20 мм. Дополнительным резервом повышения  эффективности петлевого индуктора с прямоугольными проводниками является сокращение расстояния между проводниками. Например, при размерах b=20 мм и a=10 мм по сравнению с индуктором 3 табл. 1.5 (b=a=15мм) значение ku в формуле (1.23) увеличится с 0,69 до 0,82, т.е. в 1,188; а площадь окна  ab  уменьшится с 2,25 до 2,0, т.е. в 1,125, что обеспечивает общее повышение эффективности в 1,34 раза.

       В целом приведенные в настоящем разделе расчетные  данные позволяют обеспечить выбор индуктора и оптимизировать его размеры в зависимости от диаметра (размера) нагреваемого провода. При этом показано, что оптимизированный индуктор при термообработке кабельных изделий обеспечивает большую эффективность нагревания провода даже по сравнению с печами с циркуляцией воздуха уже при сечениях свыше 4-5 мм2.  С увеличением сечения эффективность нагревания провода увеличивается.

  1. Создание проводов высокой нагревостойкости для маслозаполненных погружных электродвигателей, тяговых электродвигателей, электробуров и кабелей-удлинителей, освоение их производства.
    1. Разработка и исследование характеристик проводов с изоляцией на основе полиимидно-фторопластовых пленок.

[13, 14, 20, 23]

       При разработке обмоточных проводов с изоляцией на основе полиимидно-фторопластовых пленок, удовлетворяющих требованиям эксплуатации погружных электродвигателей, необходимо было обеспечить следующие условия:

       - герметизацию и монолитность изоляции, за счет чего достигаются высокие значения физико-механических и электрических параметров и длительная работоспособность в жидких средах;

       - хорошую адгезию изоляции к жиле, что в сочетании с первым требованием должно гарантировать высокую эластичность изоляции и стойкость к многократным перегибам в процессе намотки электродвигателя методом протяжки;

       - адгезионную способность поверхностного слоя изоляции провода к пропитывающим или цементирующим составам, применяемым при изготовлении обмоток.

       Указанные проблемы были решены применением в конструкции изоляции как двухсторонних, так и односторонних полиимидно-фторопластовых пленок и обеспечением надежной сварки этих пленок между собой в процессе термообработки при изготовлении провода. При этом двухсторонняя пленка накладывается непосредственно на жилу, а односторонняя таким образом, чтобы фторопластовое покрытие находилось на внутренней стороне наружного слоя изоляции, а полиимидное – на наружной стороне этого слоя. За счет фторопластового покрытия обеспечиваются сваривание пленок между собой и адгезия к жиле, а поверхность провода из чистого полиимида  сохраняет способность его к цементации в обмотке. Конструкция изоляции разработанных проводов марки ППИ-У с применением отечественной пленки ПМФ-С и пленки Kapton-F показана на рис. 2.1. При этом номинальная толщина изоляции при применении пленок ПМФ-С составляет 0,23 мм, при применении пленок Kapton-F – 0,225 мм. Различие в конструкции объясняется тем, что толщина полиимидной основы пленки ПМФ-С равна 40 мкм при общей толщине пленки 60 мкм и односторонней 50 мкм, а толщина основы пленки Kapton-F составляет 25 мкм при общей толщине 50 мкм и односторонней 38 мкм.

       При сопоставлении и выборе конструкции изоляции проводов необходимо учитывать не только номинальную толщину изоляции, но и суммарную толщину полиимида (сечение А-А рис. 2.1 (приложение)), общее число слоев пленок при совпадении зазоров верхней и нижней пленок (сечение Б-Б). Эти параметры влияют на формирование таких характеристик проводов, как пробивное напряжение, механическая прочность.

       Исследование электрической и механической прочности разработанных проводов проводили в сравнении с существующими на тот период обмоточными проводами марок ППФ и ПЭТВПДЛ, применяемых для погружных электродвигателей. Анализ с помощью критерия согласия показал правомерность применения для оценки статистических свойств указанных характеристик двухпараметрического распределения Вейбулла.

       На рис. 2.2а и 2.2б (приложение) представлена вероятностная сетка распределения Вейбулла с экспериментальными значениями пробивного напряжения и механической прочности изоляции различных конструкций обмоточных проводов. Анализ результатов показывает, что разработанные провода ППИ-У не уступают по электрической прочности проводам ППФ и превосходят провода ПЭТВПДЛ несмотря на существенно меньшую толщину изоляции, имеют высокую механическую прочность. При этом провода с применением пленки ПМФ-С имеют более высокие характеристики. Наклон прямых распределения пробивного напряжения на рис. 2.2а (приложение) характеризует весьма малый их разброс для разработанных проводов и свидетельствует о стабильности технологического процесса.

       Качество спекания пленок и тем самым  герметизацию изоляции, а также адгезию изоляции к жиле лучше всего характеризует стойкость проводов к изгибам. Исследования зависимости электрической прочности изоляции от радиуса изгиба показали, что она практически не изменяется вплоть до изгибов на диаметр стержня, равны 2-3 диаметрам провода, что является высоким показателем  даже для эмалированных проводов.

       При оценке работоспособности изоляции провода в условиях длительного воздействия эксплуатационных факторов в качестве чувствительного параметра наиболее целесообразно выбирать электрическую прочность, поскольку физико-химические изменения в материале изоляции, происходящие в процессе старения, приводят в конечном счете к пробою. Исследования изменения сопротивления изоляции, тангенса угла диэлектрических потерь, пробивного напряжения и механической прочности разработанных проводов ППИ-У показали, что процесс старения изоляции в жидких средах наилучшим образом характеризует изменение электрической прочности от времени воздействия. На рис. 2.3 (приложение) показана кинетика снижения среднего значения пробивного напряжения образцов провода ППИ-У с изоляцией из пленок ПМФ-С после старения в масле МН-4 при повышенных температурах и давлении 10 МПа. Выполненные исследования позволили установить температурную зависимость константы скорости процесса снижения пробивного напряжения проводов ППИ-У после старения в масле и рекомендовать их для длительной эксплуатации в маслозаполненных погружных электродвигателях при температуре 2000С с возможными перегревами до 2400С - 2500С. Анализ результатов эксплуатации ПЭДов с проводами ППИ-У на нефтепромыслах в условиях «Сургутнефтегаза» показал, что средний ресурс работы изоляции проводов составляет 25 000 часов.

       Изложенные выше основные положения исследований материалов и технологии их переработки при создании обмоточных проводов для погружных электродвигателей легли в основу при разработке проводов для группы электрических машин, характеризующихся с одной стороны крайне тяжелыми условиями эксплуатации (значительные перегрузки и вибрации, воздействие повышенной влажности или жидких агрессивных сред), с другой – жесткими ограничениями габаритных размеров. К таким машинам можно отнести тяговые электродвигатели большегрузных автосамосвалов, магистральных электровозов и тепловозов, электродвигатели постоянного тока приводов прокатных станов, электробуры и некоторые другие. Для изготовления обмоток этой группы электродвигателей применялись обмоточные провода со стекловолокнистой, эмалево-стекловолокнистой и ленточной слюдинитовой или микалентной изоляцией. Однако создание новых серий электродвигателей такого назначения потребовало применения обмоточных проводов с меньшей толщиной изоляции, большей нагревостойкостью, увеличенной долговечностью, более высокими электрическими и физико-механическими характеристиками. Удовлетворить указанные требования удалось путем применения пленочной изоляции на основе полиимидно-фторопластовых пленок, свариваемых между собой по технологии термообработки, изложенной в предыдущих разделах.

       В результате выполненных исследований были разработаны прямоугольные провода марок ППИПК и ППИП. Провода ППИПК предназначены для применения в электрических машинах, в обмотках которых цементация витков осуществляется путем пропитки лаками или составами без растворителей. Для этого в наружном слое изоляции провода ППИПК используется односторонняя полиимидно-фторопластовая пленка, накладываемая фторопластовым покрытием внутрь, а полиимидной основой наружу. Провода ППИП на поверхности имеют фторопластовое покрытие (двухсторонняя пленка в наружном слое). Цементация проводников в обмотке с таким проводом обеспечивается при контактно-тепловой сварке проводников между собой под определенным давлением. Такой способ применяется, например, при изготовлении стержневых обмоток электробуров.

       Техническая документация на провода ППИПК предусматривает три варианта, а на провода ППИП – два варианта конструкции, отличающиеся толщиной изоляции. Это достигается путем комбинации двухсторонних и односторонних полиимиднофторопластовых пленок и выбора процента перекрытия в процессе обмотки.

       Качество спекания пленок и тем самым герметизацию изоляции, а также адгезию изоляции к жиле лучше всего характеризует стойкость провода к изгибам. Для прямоугольных проводов с учетом специфики изготовления обмоток из них этот показатель является одним из определяющих. На рис. 2.4 (приложение) показана зависимость электрической прочности изоляции прямоугольных проводов от радиуса изгиба при изгибе на ребро по малой стороне провода в (наиболее тяжелые условия). Видно, что снижение пробивного напряжения начинается при изгибе провода на диаметр стержня размером менее 4в, (удлинение изоляции на наружной стороне изгиба до 25%) хотя и при изгибе на диаметр 2в оно остается достаточно высоким, а изоляция не разрушается. Здесь в – размер прямоугольного провода по малой стороне.

       Исследования статистического распределения пробивного напряжения изоляции провода, характеризующего стабильность технологии изготовления и надежность выбранной конструкции, показали, что провода ППИПК-1 с удвоенной толщиной изоляции 0,23 мм имеют больший разброс величин пробивного напряжения по сравнению с проводами ППИПК-3 и толщиной 0,35 мм. Анализ полученных данных показывает, что высокая стабильность электрических характеристик (как проводов ППИПК, так и проводов ППИП) обеспечивается при толщинах 0,3 мм и более. Такие провода рекомендуются для электрических машин особо высокой надежности.

    1. Обоснование применения изоляции высокой нагревостойкости кабелей-удлинителей на основе расчета тепловых нагрузок.

[28]

       Экстремальным условиям эксплуатации погружных электродвигателей насосов нефтедобычи подвергается не только обмотка электродвигателя, но и электрический кабель питания в зоне размещения электродвигателя и насоса. Особенностью этих условий для кабеля является то, что при глубоком залегании нефти во многих регионах нефтедобычи температура откачиваемой жидкости достигает 1000С и более, условия теплообмена при непосредственном контакте с откачиваемой жидкостью и телом насоса отличаются от традиционных. Кабель в этой зоне должен иметь минимально возможные габариты. В связи с этим как в отечественной, так и зарубежной практике в настоящее время в кабельной линии погружного насоса широко применяется кабель-удлинитель длиной несколько десятков метров, соединенный с основным кабелем питания. Как правило кабель-удлинитель, присоединяемый к электродвигателю, имеет меньшее сечение, чем основной кабель, может отличаться конструктивно, имеет более нагревостойкую изоляцию.

       Поскольку одним из важнейших эксплуатационных факторов кабеля-удлинителя является тепловое воздействие, тепловой расчет такого кабеля представляет безусловный интерес с целью выбора допустимого тока нагрузки и оценки максимально допустимого перегрева жилы, а соответственно и выбора изоляции соответствующей нагревостойкости.

       Для проведения теплового расчета был выбран кабель марки КЭСБП-200 с изоляцией из этиленпропиленовой резины; каждая изолированная жила имеет свинцовую оболочку. Такой кабель в качестве удлинителя кабельной линии плотно крепится к корпусу насоса по всей его длине. Схема кабеля для которого проводился тепловой расчет, представлена на рис. 2.5 (приложение).

При проведении расчета приняты следующие обозначения.

       Т1 – температура средней жилы;

       Т2 – температура крайних жил;

       Т3 – температура брони в области точек на длине (соприкосновение с окружающей жидкостью);

       Т4 – температура окружающей жидкости;

       Т5 – температура оболочки;

       Т6 – температура корпуса насоса.

       На рис. 2.6 (приложение) приведена тепловая схема замещения кабеля, на которой показаны источники тепловых потоков в кабеле Р, тепловые сопротивления S и температура корпуса насоса 6=Т6-Т4.

       Автором предложена методика расчета тепловых нагрузок на кабель в зависимости от различных факторов. В основу расчета, исходя из схемы замещения, положена система уравнений, записанная по методу узловых потенциалов:

       ,                        (2.1)

где - разность температур элементов конструкции и температуры окружающей среды, например, разность температур между оболочкой жилы 2 и окружающей жидкостью ; - тепловая проводимость сектора. На рис. 2.5 (приложение) показано 8 таких секторов.

       При расчете учтены следующие положения. Вследствие большой теплопроводности материалов оболочки и брони принято, что температура оболочки по всей окружности одинаковая, а температура брони в области точек на длине 2d (зона прилегания к корпусу насоса) равна температуре корпуса насоса Т6.

       Исходя из симметричности конструкции очевидно, что тепловые сопротивления в секторах , одинаковы. Для упрощения решения задачи на рис. 2.6 (приложение) не представлены тепловые сопротивления жил. Однако перепад температуры на этом участке учитывается в последующих формулах. Такой подход не приводит к большой погрешности. Зазор между броней кабеля – удлинителя и трубой т незначительный, поэтому движение жидкости можно не учитывать. Тогда теплопередача в этом месте будет происходить в основном путем теплопроводности и тепловая проводимость 34 этого зазора  рассчитывается с учетом указанного.

       Результаты расчетов некоторых режимов эксплуатации кабеля-удлинителя сечением 16 мм2, выполненные по разработанной методике и программе вычислений, приведены в табл. 2.1. Исходные данные для расчета: габаритные размеры кабеля – в соответствии с нормативной документацией; теплопроводность нефти 0=0,16 Вт/м0С; теплопроводность изоляции и подушки п=0,25 Вт/ м0С; температура корпуса насоса – 1500С. Токовые нагрузки выбраны с учетом известных рекомендаций для кабеля-удлинителя с фторопластовой изоляцией.

Анализ данных табл. 2.1 и 2.2 показывает что температура стенки насоса существенно влияет на нагрев жил кабеля и поэтому безусловно должна учитываться при оценке нагрузочной способности кабеля-удлинителя и допустимых перегревов изоляции жил. Видно, что при температуре стенки насоса 1500С, что часто встречается в практике эксплуатации (при аварийных режимах эта температура может быть значительно выше), в скважинах с температурой откачиваемой жидкости свыше 1000С при номинальных токовых нагрузках температура на жиле кабеля превышает 2000С. В этом случае для изоляции жил необходимо применение особо нагревостойких материалов, например, на основе полиимидно-фторопластовых пленок.

Таблица 2.1

Расчетные значения температуры жилы кабеля-удлинителя при различных условиях эксплуатации

Температура жидкости

Т4 ,0С

Зазор броня – труба т,см

Ток нагрузки I, А

Температура средней жилы

Т1 ,0С

Температура крайней жилы

Т2 ,0С

1

50

1,0

122

153,9

149,3

2

50

1,5

122

160,7

158,2

3

50

2,0

122

164,6

163,3

4

50

2,5

122

167,2

166,7

5

75

1,0

122

165,4

162,0

6

100

1,0

122

176,4

174,7

7

125

1,0

122

188,2

187,3

8

125

1,5

122

192,2

192,4

9

125

2,0

122

194,5

195,4

10

100

1

150

205,8

203,8

       В качестве примера в табл. 2.2 приведены также данные расчета режима 10 при различных температурах стенки насоса Т6.

Таблица 2.2

Расчетные значения температуры жилы кабеля-удлинителя при различных температурах стенки насоса

Т1 ,0С

Т2 ,0С

Т3 ,0С

Р,

Вт/см

Т6 ,0С

173,6

173,8

156,8

0,401

105

177,2

177,1

159,9

0,404

110

180,8

180,5

163,0

0,408

115

184,3

183,8

166,1

0,411

120

187,9

187,1

169,2

0,414

125

191,5

190,5

172,4

0,418

130

195,1

193,8

175,5

0,421

135

198,6

197,1

178,6

0,424

140

202,2

200,5

181,7

0,427

145

205,8

203,8

184,8

0,431

150

       

Применение полиимидно-фторопластовых пленок в качестве первого слоя изоляции рекомендовано в конструкции кабеля КИЭСБП-230 и других кабелей-удлинителей. При этом такая изоляция изготавливается по технологии, разработанной для изготовления проводов марки ППИ-У для погружных электродвигателей.

В заключение следует отметить, что разработанная программа расчета по предложенной методике позволяет производить анализ влияния воздействующих эксплуатационных факторов на допустимые параметры кабеля (нагрузка, температура на жиле) при различных параметрах окружающей жидкости, конструктивных размеров кабелей, характеристик изоляционных материалов и др.

    1. Технология и оборудование для изготовления круглых и прямоугольных проводов с пленочной изоляцией, освоение их производства.

[11, 13, 15, 17, 19, 22, 24, 25, 30, 51]

       Особенности технологии производства обмоточных проводов со спекаемой пленочной изоляцией предусматривают, как отмечалось выше, совмещение основных технологических операций – спиральная обмотка токопроводящей жилы полиимидно-фторопластовой пленкой и термообработка с целью спекания (сваривания) слоев пленки между собой в одной производственной линии по принципу «in line». Основными задачами при конструировании такой линии являлись обеспечение эффективности процесса производства, высокой степени автоматизации и тем самым стабильности технологического процесса, гарантии высокого качества провода по всей длине как протяженного изделия.

На рис. 2.7  (приложение) показано структурное построение обмоточной линии с совмещенными технологическими операциями. Такая линия позволяет выпускать провода как круглого, так и прямоугольного сечений. Линия построена по модульному принципу, когда каждое функциональное устройство, входящее в состав линии, конструктивно выполнено в виде самостоятельного модуля. Такое построение оборудования позволяет в сочетании с гибкой системой управления с применением промышленного контроллера и системой «электрического вала» управления электроприводами легко компоновать состав линии в зависимости от технических требований к оборудованию.

Первый технологический узел линии состоит из двух центральных обмотчиков. Два обмотчика позволяют получить различные конструкции проводов и обеспечивают наложение изоляционного покрытия до шести слоев пленки. Важным для получения хорошего качества и высокой производительности является применение центральных обмотчиков, где используются бобины с крестовой намоткой либо с намоткой типа «step-pak». В этом случае удается получить практически непрерывный процесс производства проводов с минимумом остановок на перезаправку головок обмотчиков лентами и, как следствие, получать значительные строительные длины. Для поддержания заданного натяжения ленты в процессе смотки бобины используется регулируемый асинхронный электропривод с частотным управлением.

Второй технологический узел, обеспечивающий термообработку изоляции провода, состоит из высокочастотного генератора с петлевым или цилиндрическим индуктором и проходных печей сопротивления. Тем самым при термообработке реализуется комбинированный нагрев изоляционного слоя как со стороны жилы, так и со стороны наружных слоев пленки. Выше было показано, что целесообразность использования высокочастотного нагрева возрастает с увеличением сечения жилы. Для проводов прямоугольного сечения его применение обязательно. Современные высокочастотные преобразователи, выполненные на транзисторах, обладают высокой надежностью и обеспечивают их КПД не ниже 95%. Печи сопротивления  представляют собой двухметровые камеры нагрева модульного типа с отдельным остовом и пневматическим механизмом подъема, который используется при заправке линии и защищает изоляцию провода при остановке линии в штатных и аварийных режимах работы.

При производстве прямоугольных проводов из-за известного эффекта «припухлости» изоляции (явление «бочкообразности» по большей стороне провода) обязательно используют обжимные устройства, установленные между печами которые  обеспечивают давление, необходимое для сварки пленок между собой.

Наряду с поддержанием постоянства требуемого натяжения лент в процессе обмотки и температурно-временных параметров термообработки одним из важнейших факторов, обеспечивающих высокое качество провода, является обеспечение постоянства шага обмотки. С этой целью в линии предусмотрена система управления и поддержания в статических и динамических режимах работы линии необходимого соотношения между линейной скоростью и частотой оборотов обмотчиков. При этом было установлено, что допустимая погрешность такого согласования не должна превышать 10%. Следует также обратить внимание и на выбор  ширины ленты, от которой  зависит как качество намотки, так и производительность процесса обмотки.

Полученный на основе экспериментальных данных и опыта эксплуатации линий  график зависимости оптимальной линейной скорости линии V от сечения токопроводящей жилы S и рекомендуемой ширины ленты Н показывает что при сечениях свыше 20 мм2 скорость линии падает с ростом сечения жилы, что говорит о том, что лимитирующим фактором в этом случае является термообработка. При малых значениях сечений (менее 3-4 мм2) лимитирующим производительность фактором является обмотка.

В  заключение следует отметить, что производство круглых и прямоугольных обмоточных проводов с изоляцией на основе полиимидно-фторопластовых пленок, разработанных в рамках представляемой работы, с использованием соответствующего технологического оборудования освоено на заводах «Москабель», «Камкабель», «Молдавкабель», «Борец», объединениях  «Татнефть», «Башнефть» и др.

3. Анализ и исследование факторов пожарной опасности кабельных коммуникаций, разработка основных принципов конструирования кабелей пожаробезопасного исполнения.

       3.1. Специфика воздействующих факторов эксплуатации кабелей для атомных электростанций с учетом требований по пожаробезопасности. Создание экспериментальной базы исследований характеристик пожарной опасности кабелей и материалов.

[33, 35, 39, 40, 49, 51]

       Исходя из условий эксплуатации кабельные изделия, предназначенные для использования на атомных электростанциях (АЭС)  можно разделить на две основные группы: кабели для эксплуатации вне гермозоны станции и кабели, предназначенные для эксплуатации внутри гермозоны. Кабели первой группы эксплуатируются в нормальных условиях, типичных для кабелей широкого применения на других объектах энергетики, промышленности, социальной сферы. К кабелям второй группы предъявляется требование сохранения работоспособности при воздействии следующих факторов внешней среды в процессе нормальных и аварийных режимов эксплуатации АЭС:

-стойкость к воздействию радиации с суммарной поглощенной дозой излучения не менее 40 Мрад за срок службы 40 лет;

- стойкость к воздействию аварийных режимов работы ядерной энергетической установки (нарушение теплоотвода от активной зоны реактора, «малая» и «большая» течь в первом контуре), в том числе стойкость к воздействию термобарического импульса парогазовой смеси при температуре до 215 оС и давлении 5 МПа и одновременном воздействии орошающих химически активных сред;

- стойкость к воздействию дезактивирующих растворов.

В комплексе такие воздействия следует отнести к экстремальным. К обеим группам кабелей предъявляются требования по стойкости к воздействию плесневых грибов для районов с тропическим климатом и стойкости к воздействию режимов максимального расчетного землетрясения для сейсмоактивных районов дислокации АЭС.

Однако удовлетворение указанных требований является  недостаточным для обеспечения надежной эксплуатации и безопасности АЭС.  Несколько серьезных пожаров на атомных станциях в начале 80-х годов прошлого столетия показали, что кабельные коммуникации явились каналами распространения пламени. Анализ ситуации показал, что концентрация кабелей в единице объема их прокладки на атомных станций весьма высока и значительно превосходит насыщенность кабельными изделиями на других объектах энергетического назначения. Это связано с большим объемом систем контроля, управления, безопасности, энергообеспечения собственных нужд АЭС и  необходимостью резервирования этих систем.

Дальнейшее насыщение кабельных коммуникаций было связано с увеличением мощности реакторных установок и использованием современных автоматизированных систем управления технологическими процессами, обеспечивающими надежность и безопасность эксплуатации АЭС. На современных отечественных блоках АЭС, а также сооружаемых российской стороной за рубежом (Бушер, Иран; Куданкулам, Индия) используется до трех тысяч километров кабелей различного назначения. Очевидно, что разветвленные кабельные коммуникации являются не только носителями пожарной нагрузки, но и направляющими каналами, по которым огонь может распространяться по зданиям и сооружениям. В связи с этим именно к кабелям, используемым на АЭС, в первую очередь были предъявлены требования по не распространению горения при групповой прокладке кабелей как одному из важнейших требований по пожаробезопасности. Прежде всего задача, связанная с пожарной безопасностью, сводилась к обеспечению нераспространения горения по кабелям при возникновении внешнего источника зажигания кабелей. Первые работы, выполненные в этом направлении под руководством и при непосредственном участии автора, привели к освоению отечественной кабельной промышленностью в период 1986-1989 годы производства кабелей, не распростроняющих горение при групповой прокладке (так называемые кабели исполнения «нг»). Однако дальнейшее развитие требований по пожарной безопасности поставило задачу по анализу и учету целой совокупности факторов пожаробезопасности, которые проявляются при горении электрических кабелей. На основе анализа этих факторов, международных требований, норм пожарной безопасности, действующих в России, был сформирован комплекс требований к кабельным изделиям по характеристикам пожарной безопасности. В качестве таких характеристик, определяющих пожарную безопасность кабелей, были установлены:

- нераспространение горения при групповой прокладке кабелей с заданным объемом неметаллических элементов в конструкции кабелей;

- дымообразование при горении и тлении кабелей в заданном объеме пространства;

- коррозионная активность газообразных продуктов, образующихся при горении и тлении кабелей;

- токсичность продуктов горения кабелей.

Кроме того, для кабелей, предназначенных для наиболее ответственных электрических цепей оборудования систем безопасности АЭС, были установлены требования по сохранению функционирования  при воздействии пламени в течение заданного времени (огнестойкости). При этом кабели огнестойкого исполнения должны удовлетворять также и всему комплексу вышеуказанных требований пожарной безопасности.

И, наконец, одной из важнейших эксплуатационных характеристик, специфичных для кабелей, используемых на АЭС, является срок службы. Для основных групп разрабатываемых кабелей нового поколения он установлен соизмеримым сроку службы реакторной установки и основного технологического оборудования, составляет 40 лет и превышает нормы для кабелей, применяемых на других промышленных объектах (в среднем 30 лет). Такое требование является весьма жестким с учетом удовлетворения совокупности требований стойкости к экстремальным условиям эксплуатации в гермозоне АЭС и пожарной безопасности и связано с тем, что осуществлять замену сложных кабельных коммуникаций АЭС в процессе эксплуатации практически не представляется возможным.

Следует отметь, что исследования, испытания и разработка широкой номенклатуры кабелей нового поколения с повышенными показателями надежности и пожарной безопасности, удовлетворяющих комплексу изложенных выше требований были начаты после определенного застоя, вызванного известными событиями на ЧАЭС в 1986 г., лишь в конце 90-х годов прошлого века и инициированы участием российских предприятий в сооружении ряда АЭС за рубежом (Иран, Индия, Китай) и принятием государственных программ развития отечественного атомного энергопромышленного комплекса.

Одним из важных этапов при выполнении комплекса научно-исследовательских и опытно- конструкторских работ (НИОКР) явилось, наряду с нормированием показателей пожарной безопасности, создание экспериментальной базы исследований и огневых испытаний кабелей и полимерных композиций для изоляции и оболочек кабелей. В рамках выполненных работ в ОАО «ВНИИКП» создан и успешно функционирует лабораторный комплекс огневых испытаний, оснащенный современным оборудованием,  отвечающим самым последним требованиям международных стандартов. Набор оборудования позволяет обеспечить испытания и исследования всего спектра характеристик пожарной опасности кабелей и материалов. Так, на рис. 3.1 показано испытание пучка кабелей по оценке нераспространения горения, как одного из важнейших показателей, характеризующих способность кабеля самостоятельно прекращать горение после удаления источника зажигания. Испытания на такой установке позволяют оценить влияние на нераспространение горения как конструктивного исполнения кабеля и применяемых материалов, так и количества кабелей при групповой прокладке и взаимного расположения кабелей в общем потоке.

На рис. 3.2 (приложение) представлена установка для испытания кабелей на огнестойкость. Как уже отмечалось, огнестойкость характеризует способность кабеля сохранять работоспособность (функционирование) при воздействии пламени. Показателем огнестойкости кабеля является время, в течение которого параметры, определяющие функционирование кабеля, находятся в пределах установленных норм. Так, например, силовой кабель считают огнестойким, если при воздействии пламени с температурой (750-800) С в течение 90 мин не произошло перегорание токопроводящей жилы,  ток утечки не превысит 2 А и не произойдет пробой изоляции. Электрическая схема подключения кабелей и контроля их параметров позволяет проводить на данной установке испытания на огнестойкость как силовых, так и кабелей контрольных, управления, сигнализации и волоконно-оптических кабелей.

Дымообразование при горении и тлении кабелей затрудняет возможность эффективного использования средств пожаротушения и проведения спасательных операций в закрытых объемах сооружений и помещений. Мерой дымообразования является задымленность пространства определенного объема, которую измеряют по изменению оптической плотности среды. На рис. 3.3 (приложение) представлена схема установки для испытаний кабелей на дымообразование. Фотометрическая система установки включает в себя источник света и приемный фотоэлемент, которые установлены по центру окон камеры с противоположных сторон. Поскольку измерение оптической плотности дыма весьма чувствительно к различным факторам, оно  требует особого внимания и опыта. Прежде всего требуется квалификационная проверка камеры и фотометричсекой системы камеры, заключающаяся в измерении константы поглощения Ас при сжигании 4%-ного и 10% -ного раствора толуола в спирте. Испытания можно проводить лишь при условии, что значения константы поглощения Ас находятся в диапазоне, нормированном  стандартом МЭК 61034-2. Кабель считается удовлетворяющим требованию по дымообразованию, если снижение светопропускания в камере в течение 40 мин горения испытываемого образца кабеля в пламени этилового спирта не превышает 40%.

На рис. 3.4 (приложение) показана установка для измерения параметров  пожарной опасности полимерных материалов методом калориметрии. Современный тип двойного Кон-Калориметра позволяет проводить измерения: эффективной теплоты сгорания материала; величины теплового потока, вызывающего воспламенение материала; скорости тепловыделения; скорости потери массы; времени воспламенения; степени дымовыделения; выделения токсичных газов (СО, СО2).

Освоение методов калориметрии при исследовании и испытании характеристик полимерных материалов пониженной горючести и кабелей на их основе позволили давать оценку стойкости кабелей к воздействию пожара на стадии их конструирования.

Наряду с представленными выше установками и методами испытаний были освоены также методы испытания коррозионной активности и измерение токсичности продуктов газовыделения при горении. Выделение при деструкции и горении полимерных композиций таких газообразных веществ, как хлор, бром, фтор, диоксид серы и др., которые соединяясь с парами воды образуют кислоты и щелочи, приводит к коррозии металлоконструкций и коррозионному повреждению электронного оборудования. Коррозионное разрушение наносит дополнительный ущерб от пожара, который может превысить стоимость не только сгоревших кабелей, но и поврежденных при пожаре строительных конструкций. В связи с этим нормирование допустимых показателей выделения коррозионноактивных газов при горении в общем комплексе требований пожаробезопасности обязательно. Относительно токсичности продуктов горения в настоящее время принято, что для кабелей нового поколения изоляция и наружные оболочки должны изготовливаться из полимерных композиций, относящихся по токсичности продуктов горения к классам умеренно опасных (группа Т2) или малоопасных (группа Т1) веществ согласно классификации норм технического регламента по пожарной безопасности.

В заключение данного раздела следует подчеркнуть, что создание современной базы огневых испытаний позволило развернуть широкомасштабные исследования по созданию серии кабелей пожаробезопасного исполнения для использования не только на АЭС, но и на других объектах, в первую очередь связанных с местами массового скопления людей (метрополитен, аэропорты, вокзалы, кинотеатры, высотные здания и др.).

3.2. Разработка основных принципов конструирования кабелей, не распространяющих горение, и огнестойких с учетом полного комплекса показателей пожарной безопасности.

[31, 34, 37, 38, 44, 45, 50]

Анализ большого массива экспериментальных данных, полученных в результате серии огневых испытаний кабелей в лабораторных условиях и условиях пожара в кабельном сооружении, выполненных совместно с ФГУ «ВНИИПО» МЧС России, позволил выработать основные теоретические подходы к обеспечению требований по отдельным показателям пожарной безопасности или их совокупности при разработке конструкции кабелей и выборе материалов для изоляции и оболочки кабелей.

Для оценки влияния конструктивного исполнения кабелей с учетом свойств примененных в них материалов на нераспространение горения и выработки технических решений по обеспечению требований по нераспространению горения предложена модель горения кабеля, схематически представленная на рис. 3.5 (приложение).

Уравнение теплового баланса для рассматриваемой модели горения кабеля позволяет оценить условия, при которых возможно распространение горения по кабелю или группе совместно проложенных кабелей. В общем виде для режима распространения горения справедливо следующее соотношение:

                Q0' + Q2 – Q1 – Q3 – Q4 > 0  ,                                (3.1)

где  Q0' – мощность источника зажигания, подведенная к кабелю, кДж/мин;

Q1 –  мощность, необходимая для нагрева поверхности оболочки кабеля до температуры газификации;

Q2 – мощность, выделяющаяся при горении продуктов пиролиза полимерных элементов конструкции кабеля;

Q3 – мощность тепловых потерь в окружающую среду;

Q4 – мощность, необходимая для нагрева и последующего протекания пиролиза полимерных элементов конструкции.

Из анализа полученного соотношения можно сделать вывод, что если мощность теплового потока от горючих газов, образующихся при горении кабеля, за вычетом  тепловых потерь в окружающую среду превышает суммарную тепловую мощность, необходимую для нагрева кабеля до температуры, при которой происходит интенсивная деструкция полимерных элементов конструкции кабеля, то будет наблюдаться устойчивое распространение горения.

Анализ тепловых потоков, входящих в соотношение (3.1), позволяет оценить влияние конструктивного исполнения кабелей и характеристик горючести полимерных композиций на распространение горения и выработать меры по обеспечению требований по показателям пожарной безопасности при конструировании кабелей и разработке материалов пониженной горючести для изоляции и оболочек кабелей.

Одним из важнейших технических решений по нераспространению горения является ограничение количества тепла, которое выделяется при горении кабеля.

Мощность теплового потока, образующегося при сгорании единицы длины кабеля, определяется с учетом количества тепла, которое может быть образовано при сгорании полимерных материалов конструкции кабеля в единицу времени. Максимальное количество тепла от сгорания полимерных элементов кабеля (P2) можно рассчитать по выражению:

,                                                (3.2)

где qi – теплота сгорания i-го элемента конструкции, кДж/кг;

  mi  – масса i-го элемента конструкции, кг/м;

n – количество полимерных элементов конструкции (оболочка, защитный покров, изоляция, заполнение и др.).

Количество тепла, которое необходимо для нагрева кабеля до температур газификации и деструкции полимерных  композиций (P4), без учета отвода тепла по металлическим элементам конструкции:

,                                                (3.3)

где hi – теплота газификации i-го полимерного материала конструкции кабеля, кДж/кг.

Таким образом, при конструировании кабелей, не распространяющих горение, необходимо стремиться к максимально возможному ограничению теплового потока, который обусловлен горением полимерных материалов конструкции кабелей. Это может быть достигнуто в первую очередь путем применения материалов с низкой теплотой сгорания, с высоким значением теплоты газификации и путем ограничения в конструкции кабеля массы полимерных материалов, которые могут быть непосредственно подвергнуты воздействию огня.

При выборе материалов для кабелей, не распространяющих горение, особое внимание следует обращать на такой показатель как коксообразование при горении. Способность материала образовывать на поверхности, подвергнутой воздействию огня, твердое покрытие в виде кокса, шлама позволяет замедлить скорость диффузии газообразных продуктов пиролиза в зону горения, что способствует локализации зоны горения.

Базовым техническим решением по ограничению тепловыделения при горении кабелей является применение трудногорючих полимерных композиций, характеризующихся кроме низкой теплоты сгорания высоким значением кислородного индекса (КИ), который для большинства полимерных материалов является мерой их горючести. Кислородный индекс характеризуется минимальным значением содержания кислорода в кислородно-азотной смеси, при котором полимерная композиция способна к горению. Однако значение КИ не является абсолютным критерием оценки горючести полимерных композиций. Исследования показали, что при повышении температуры окружающей среды кислородный индекс снижается. Температура, при которой КИ достигает значения 21, называется температурным индексом КИ и является одной из важнейших характеристик горючести полимерных композиций. Ниже в табл. 3 приведены значения теплоты сгорания и кислородного индекса основных кабельных материалов, используемых для производства кабелей, не распространяющих горении.

Для предварительной оценки горючести кабеля в целом предложено ввести понятие «эквивалентный кислородный индекс», рассчитываемый с учетом индивидуальных значений кислородного индекса каждого полимерного материала в конструкции и объема, занимаемого им в кабеле, по формуле:

                                        ,                                      (3.4)

где КИi  – кислородный индекс i-го материала элемента кабеля;

Vi – объем занимаемый i-тым материалом в конструкции кабеля;

n – число полимерных элементов в конструкции кабеля.

       Принимая во внимание, что снижение концентрации кислорода в зоне горения приводит к неполному сгоранию полимерных материалов, ограничению роста температуры и замедлению скорости распространения горения, при конструировании кабелей рекомендуется предусматривать применение металлических экранов, оболочек, термических барьеров из неорганических материалов, которые ограничивают доступ кислорода к внутренним полимерным элементам кабеля. Кроме того, наличие металлических элементов, в том числе стальных оцинкованных лент для брони, алюминиевых оболочек, обеспечивает повышение тепловых потерь при горении кабелей и рассеивание теплового потока излучением от поверхности кабеля в окружающее пространство.

Таблица 3.1

Теплота сгорания и кислородный индекс материалов для кабелей,

не распространяющих горения

Наименование полимерных композиций

Теплота сгорания, МДж/кг

Кислородный индекс, %

Сшитый полиэтилен

46,0

18

Поливинилхлоридный пластикат пониженной горючести типа НГП для оболочки*

19,7

32

Поливинилхлоридный пластикат пониженной пожарной опасности, типа ПП с низким дымовыделением*:

для изоляции

для заполнения

для оболочки

18,9

10,0

17,7

3035

2832

3540

Полимерные композиции, не содержащие галогенов*:

для изоляции

для заполнения

для оболочки

16,3

7,4

14,2

35

40

4045

Политетрафторэтилен

5,0

95

* Специально разработаны для кабелей пожаробезопасного исполнения.

Эффективной мерой повышения стойкости кабеля к возгоранию при воздействии внешнего источника пламени является использование термических барьеров из стеклолент под металлическими элементами. Это позволяет увеличить термическое сопротивление теплопереносу к внутренним элементам конструкции кабеля и замедлить процесс деструкции полимерных материалов.

При конструировании огнестойких кабелей основным техническим решением, обеспечивающим их функционирование во время пожара, является применение термически-изоляционного барьера из неорганических материалов. Сложность задачи при этом сводится к тому, что кабели такого исполнения должны не только обеспечивать требования по огнестойкости, но и удовлетворять всему комплексу эксплуатационных показателей, в том числе по сроку службы и совокупности остальных показателей пожаробезопасности. Следовательно технические решения, направленные на обеспечение огнестойкости, не должны снижать эксплуатационные характеристики кабеля. В связи с этим изоляция огнестойких кабелей должна состоять как минимум из двух слоев, основной из которых должен обеспечить работоспособность при воздействии эксплуатационных факторов в течение срока службы, а термически-изоляционный барьер взять на себя нагрузку по функционированию во время пожара.

Выполненные исследования показали, что наиболее надежным решением создания термически-изоляционного барьера в кабеле является использование слюдосодержащих лент, наложенных на жилу кабеля методом обмотки с перекрытием. На основании исследований зависимости между толщиной барьера, его удельным объемным сопротивлением, рабочим напряжением и температурой при пожаре было установлено значение толщины термически-изоляционного барьера, при котором ток утечки не превышал 2А. Такая толщина составила 0,25 мм для кабелей на напряжение 660 В и 0,29 мм для кабелей на напряжение 1000 В. При этом были установлены факторы, которые могут существенно влиять на ток утечки и приводить к пробою изоляции. На рис. 3.6 представлена зависимость тока утечки образцов кабеля с барьерным слоем из двух стеклослюденитовых лент толщиной 0,125 мм, основной изоляцией из поливинилхлоридного пластиката и без нее.

Анализ полученных данных и разборка образцов изолированных жил после испытаний показала, что при воздействии пламени происходит деструкция полимерного слоя изоляции с образованием низкомолекулярных жидких продуктов, которые стремятся проникнуть между слоями слюдосодержащих лент. В случае проникновения низкомолекулярных фракций полимера между слоями барьерного слоя в нем образуется проводящий канал, что приводит к резкому нарастанию тока утечки или к пробою изоляции. Если между слоями слюдосодержащих лент проникновение низкомолекулярных фракций полимера не привело к сплошному каналу к токопроводящей жиле, то при дальнейшем воздействии температуры низкомолекулярные фракции переходят в газообразное состояние, а коксовый остаток, хотя и является проводящим слоем, не приводит к пробою, так как не имеет прямого контакта с токопроводящей жилой. В результате при дальнейшем испытании ток утечки снижается и стабилизируется на определенном уровне.

В этой связи при конструировании огнестойких кабелей с барьерным слоем из слюдосодержащих лент следует за счет подбора оптимальной ширины лент и их перекрытия стремиться обеспечить максимальную длину пути возможного проникновения низкомолекулярных фракций полимера основной изоляции. Полимеры основной изоляции в этом случае должны выбираться с меньшими показателями текучести расплава.

Выполненный комплекс исследований огнестойкости позволил сформулировать обоснованные требования к слюдосодержащим лентам, производство которых было организовано в ОАО «Элинар» с учетом максимальных показателей огнестойкости кабелей и специфики технологии кабельного производства.

Многочисленные испытания различных конструкций кабелей общепромышленного исполнения и кабелей, не распространяющих горение, и огнестойких по оценке дымообразования показали, что показатели дымообразования кабелей в значительной мере определяются свойствами полимерных композиций и их массой в конструкции кабеля и в меньшей степени зависят от конструктивного исполнения кабелей. Тем не менее, наличие брони в конструкции кабеля или металлических экранов приводит к замедлению дымовыделения, что сказывается на значениях показателя оптической плотности дыма.

На рис. 3.7 (приложение) приведены характерные зависимости изменений светопропускания в камере объемом 27 м3, полученные при испытании не распространяющих горение кабелей ряда марок с оболочкой из поливинилхлоридной композиции пониженной горючести (исполнение «нг»), с изоляцией и оболочкой из поливинилхлоридных композиций пониженной пожарной опасности с низким дымообразованием (исполнение «нг-LS») и кабелей с изоляцией и оболочкой из полимерных композиций, не содержащих галогенов (исполнение «нг-HF»).

Видно, что кабели первого поколения марки ВВГнг, к которым предъявлялось только требование по нераспространению горения, не удовлетворяют современным требованиям по дымообразованию. Снижение светопропускания для кабелей нового поколения марки ВВГнг-LS не превышает установленных норм. Лучшие показатели по светопропусканию, а значит и меньшему дымообразованию, имеют кабели нового поколения марки ПвПнг-HF с изоляцией и оболочкой из полимерных композиций, не содержащих галогенов.

Показатели коррозионной активности продуктов горения определяются только свойствами полимерных материалов и их массой в конструкции кабеля. Исследования показали, что в полной мере установленным нормам соответствуют кабели, изготовленные с применением полимерных композиций, не содержащих галогенов.

В заключение данного раздела на рис. 3.8 представлены основные технические решения по реализации требований пожарной безопасности при конструировании кабелей.

3.3 Анализ особенностей горения электрических кабелей при их групповой прокладке.

[41, 46, 48]

Распространение горения по потокам электрических кабелей, проложенных в кабельных сооружениях, является одним из опасных факторов развития пожара. Скорость распространения горения, зависящая от массовой скорости выгорания кабелей, определяет такой важнейший параметр пожара, как площадь пожара. Данные, характеризующие скорость распространения горения кабелей при многообразных условиях групповой прокладки и скорость их выгорания, получить весьма затруднительно, так как эксперименты, имитирующие условия реального пожара, крайне дороги. В связи с этим важным шагом является теоретический анализ факторов, влияющих на процесс распространения горения, и создание физико-математических моделей процесса горения.

В качестве исходных экспериментальных данных для построения одной из физико-математических моделей горения силовых кабелей при групповой прокладке использованы результаты испытаний, выполненных на экспериментальном стенде ОРГРЭС при участии ВНИИКП и ВНИИПО МВД. Испытания проводились в горизонтальном тоннеле размером 2,0х1,8 м и длиной 50 м. Для эксперимента были использованы силовые кабели марки ААШпс 3х185-1  и ААШпс 3х120-6. Оболочка указанных кабелей изготовлена из самозатухающего полиэтилена, имеющего кислородный индекс 25 и теплоту сгорания 44 кДж/г. Наружный диаметр кабелей составлял 34,5 мм и 40,2 мм соответственно. Толщина оболочки 3,3 мм. В тоннеле было проложено 30 кабелей на 5-ти лотках с учетом требований действующих ПУЭ. Объем горючей массы оболочки проложенных кабелей на длине 1 м составил 22,35 л/м и 30,3 л/м. Это значительно превышает норму при испытаниях по методике МЭК 60332-3-21 для категории А (7,0 л/м).

Для анализа состояния кабелей в процессе горения на поверхности среднего кабеля верхнего лотка были смонтированы термопары, расположенные на расстоянии 0,5; 1,5 и 2,5 м от места поджигания (горелки). На рис. 3.9 (приложение) приведены кривые изменения температуры в точках расположения термопар в зависимости от времени развития горения для кабеля ААШпс 3-х185-1 при скорости движения воздуха в тоннеле

Vв=0,57 м/с.

  Учитывая, что горение происходит в газовой фазе, температура поверхности кабеля в стационарном режиме горения определяется тепловым балансом на поверхности (Вт/м)

qип  + qк – qи = 0,          (3.5)

где qип – тепловой поток излучения от пламени на поверхности кабеля; qк – тепловой поток конвекции от горячего газа в пламени на поверхность кабеля; qи – тепловой поток излучения от поверхности кабеля к стенкам тоннеля.

qк и qи определяются из известных формул:

qк = ;                                        (3.6)

qк = ,                                (3.7)

где d – наружный диаметр кабеля, м; – коэффициент теплопередачи конвекцией, Вт/м2 К; Со = 5,67·10-8 Вт/м2 К; – коэффициент черноты поверхности полимера; – коэффициент угла облучения; Тв – максимальная температура воздуха в пламени, К; Тп – температура поверхности кабеля, К; Тст – температура стенки тоннеля, К.

Тепловой поток qип можно записать как

qип= кип ·рс ,                                                (3.8)

где рс – мощность теплового потока при сгорании полимера; кип – коэффициент нагревания кабеля излучением пламени.

       При постоянной скорости сгорания

.                                (3.9)

Здесь Gп – масса полимерной оболочки на единицу длины; qс = Нс – Нг 4·104 Дж/г, где Нс – теплота сгорания и Нг – теплота газификации; tс – время полного сгорания.

       Было установлено, что при расположении кабелей, показанном на рис.3.9, и с учетом скорости движения зоны горения вдоль кабеля, время полного сгорания оболочки tс при массе 417 г/м составляет приблизительно 200 с. Тогда рс = 8,33·104 Вт/м. При горении 30 кабелей в тоннеле температура поверхности средних кабелей верхнего ряда Тп составляла 700–750 0С; Тв = 1280 0С. Расчеты для таких условий при диаметре кабелей 34,5 мм показывают, что . Коэффициент черноты поверхности полимера . Коэффициент угла облучения для верхнего ряда кабелей можно принять равным , поскольку верхний ряд кабелей излучает тепло только на верхнюю половину тоннеля.

       С использованием приведенных выше экспериментальных данных и формул (3.5) – (3.9) были выполнены расчеты тепловых потоков и коэффициента кип. Результаты расчета приведены в табл. 3.3.

Следует отметить, что значения кип в табл. 3.3 соответствуют только половине полного излучения пламени. Значения полного коэффициента находятся в диапазоне 0,04–0,08, что характерно для теплового излучения «светлого» пламени.

Таблица 3.3

Расчетные значения тепловых потоков и коэффициента кип

Тп, 0С

650

700

750

800

qи, Вт/м

2700

2820

3500

4160

qк, Вт/м

1244

1145

1046

947

qип, Вт/м

1456

1675

2454

3213

кип

0,0174

0,0201

0,0295

0,0386

Для дальнейших расчетов были сделаны следующие допущения: сгорает только наружная оболочка кабеля; тепловое сопротивление изоляции принимаем равным нулю, что допустимо для силовых кабелей с большим сечением жил и алюминиевой оболочкой.

Полученный в табл. 3.3 тепловой баланс справедлив при достаточно большом участке горения по длине кабеля. На границе этого участка происходит теплопередача от зоны горения к зоне, где не происходит горения, вследствие теплопроводности по жиле и алюминиевой оболочке.

       На стыке этих областей (х = 0) температура Тп должна быть равна температуре воспламенения материала наружной оболочки. Расчеты показывают, что для рассматриваемых условий устойчивое состояние горения в стационарном режиме с учетом теплоотвода по алюминиевой оболочке сечением 350 мм2 и по трем жилам сечением 185 мм2 возможно только при ширине зоны горения больше 0,25 м. При меньшей ширине происходит затухание горения.

Из кривых рис. 3.9 (приложение) можно оценить скорость перемещения фронта горения . Зная время полного сгорания полимерной оболочки tс, можно вычислить расстояние, на которое смещается фронт горения .

       На начальной стадии горения скорость перемещения фронта горения составляет = 1,5 мм/с. При времени сгорания оболочки по всей толщине tс = 200 с длина зоны горения на начальной стадии . Видно, что ширина зоны горения больше 0,25 м и это приводит к развитию устойчивого горения с передвижением этой зоны вдоль кабелей со скоростью .

       На рис. 3.10  (приложение) показано распределение температуры поверхности по длине кабеля Тп для двух моментов времени t1 и t2 при постоянной скорости движения фронта горения. За время dt кривая распределения температуры Тп смещается на рис. 3.10 (приложение) вдоль оси х на расстояние dx = v·dt. При таком смещении в любой точке поверхности происходит нагревание на величину dТ = (dT/dx)·dx. Тогда уравнение теплового баланса можно записать в виде

,                        (3.10)

  где Cк – полная суммарная теплоемкость единицы длины кабеля, Дж/м 0С;

– теплопроводность металла жил и оболочки, Вт/м 0С; S – суммарная площадь поперечного сечения алюминиевых жил и оболочки, м2; х – координата вдоль кабеля, м (х = 0 на границе зоны горения); Т1 – температура металлической оболочки.

       Это уравнение соответствует уравнению распространения теплоты вдоль длинного стержня, в которое добавлено количество теплоты, необходимое для нагревания кабеля при движении фронта горения вдоль оси х.

       Из уравнения (3.10) можно получить уравнение теплового баланса для зоны горения 1 вблизи фронта горения (х‹0) и для зоны горения 2 перед фронтом горения (х›0). Решение уравнений позволяет рассчитать температуру поверхности алюминиевой оболочки кабеля Т2 перед фронтом горения с учетом теплофизических характеристик кабеля, тепловых потоков горения, начальной температуры воздуха, подаваемого в тоннель, температуры воздуха перед фронтом горения, скорости движения воздуха и скорости распространения горения. При расчетах было принято, что горение всей группы кабелей главным образом увеличивает температуру воздуха перед фронтом горения, которую удается рассчитать исходя из суммарного от всех кабелей теплового потока сгорания, теплофизических характеристик воздуха, площади окна тоннеля, скорости движения воздуха и скорости движения фронта горения. При устойчивом горении температура оболочки кабеля Т2(0) на границе зоны горения (х=0) должна равняться температуре воспламенения материала полимерной оболочки Твс. С учетом этого условия, когда Т2(0)=Твс, получены приведенные на рис. 3.11 (приложение) зависимости Т2(0) от скорости движения фронта горения при двух значениях температуры поверхности: 7000С (кривая 1) и 7500С (кривая 2).

       Если v = 0,5 мм/с, а время выгорания всей оболочки 200 с, то ширина области горения будет 0,5·200 = 100 мм. Но для устойчивого горения она должна быть не меньше 250 мм. При v = 1,4 мм/с ширина зоны горения составит 280 мм, что обеспечивает устойчивое горение.

       Как показывает анализ кривых рис. 3.9 (приложение), скорость движения фронта горения на начальном участке от х = 0 до х = 0,5 м равна приблизительно 1,5 мм/с, что, как следует из данных рис. 3.12 (приложение), обеспечивает устойчивость горения. В области от х = 0,5 м до х = 1,5 м скорость движения фронта горения увеличивается до 4,6 мм/с и далее продолжает нарастать. Скорость нарастает постепенно, так как при этом происходит расход теплоты на увеличение теплосодержания кабеля при его нагревании в нестационарном режиме при нарастании v.

       Следует подчеркнуть, что при анализе процессов горения необходимо учитывать уменьшение концентрации кислорода в воздухе перед фронтом горения. При значительном снижении концентрации кислорода к смеси газов добавляются СО2 и Н2О и возможно неполное сгорание газообразных продуктов горения, усиление дымообразования и повышение температуры воспламенения полимерной оболочки. В конечном итоге снижение концентрации кислорода ограничивает скорость распространения фронта горения.

Безусловно учесть все факторы, описывающие процесс горения кабелей при групповой прокладке в тоннеле, крайне сложно. Ясно, что в действительности скорость распространения фронта горения и интенсивность горения кабелей в группе неодинаковые и зависят от расположения данного кабеля, на процесс горения влияет плавление оболочки. Тем не менее, предложенная модель с известной долей приближения отражает общие закономерности такого процесса. Она позволяет оценить ширину области первоначального горения и начальную скорость движения фронта горения в зависимости от диаметра кабелей и их количества, толщины полимерной оболочки, скорости воздуха в тоннеле. Выполненный анализ и проведенные расчеты на основании экспериментальных данных показали, что основным фактором при движении зоны горения вдоль поверхности полимера является излучение горячих газов в области пламени с максимальной температурой.

4. Разработка и внедрение серии кабелей пожаробезопасного исполнения для атомных электростанций и других объектов повышенной пожарной опасности.

4.1. Исследование и разработка полимерных композиций пониженной горючести для производства кабелей с повышенными показателями пожарной безопасности.

[32, 36, 42, 50-53, 58, 70-72, 91, 99]

Впервые отечественная полимерная композиция пониженной горючести на основе поливинилхлоридных пластикатов (ПВХ-пластикатов) для кабелей, используемых в атомной энергетике, была разработана в середине 80-х годов прошлого века. Кабели с использованием таких пластикатов типа НГП в качестве оболочек удовлетворяли требованиям по нераспространению горения в пучках и имели маркировку «нг» (не распространяющие горение). К недостаткам кабелей с применением таких композиций следует отнести то, что при горении они выделяют значительное количество дыма, коррозионноактивных и токсичных продуктов и не удовлетворяют комплексу повышенных требований пожаробезопасности. В связи с этим в конце 90-х годов была поставлена задача по созданию и организации производства нового поколения полимерных композиций пониженной пожарной опасности как на основе поливинилхлоридных пластикатов, так и на основе безгалогенных композиций.

В результате исследований        было установлено, что с целью обеспечения всего комплекса требований пожарной безопасности кабелей различных конструкций и назначения необходима разработка поливинилхлоридных пластикатов пониженной пожарной опасности отдельно для изоляции, оболочки и заполнения кабелей с диференцированными требованиями по каждому продукту. Сложность решения задачи заключается в том, что параметры, характеризующие показатели пожарной безопасности, физико-механические, электрические и термические свойства поливинилхлоридного пластиката взаимосвязаны. Так, повышение кислородного индекса, снижение массовой доли хлористого водорода и дымообразования приводят к снижению таких важных показателей как прочность при разрыве, относительное удлинение при разрыве, температура хрупкости и некоторых других.

Было установлено также, что использование индивидуальных компонентов (мел, хлорпарафин, галоидные антипирены и т. д.) не позволяет получить требуемый комплекс свойств, в связи с чем была проведена разработка комбинированных составов на основе сочетания ряда специальных компонентов. Вследствие нелинейности взаимного влияния компонентов определение их оптимальных количеств проводили по методу центрального рототабельного планирования эксперимента 3-го порядка. Оптимизация составов пластикатов позволила достичь комплекса требуемых свойств. Основные характеристики разработанных поливинилхлоридных пластикатов новой серии ПП (пониженной пожарной опасности) приведены в табл. 4.1.

В результате выполнения работы оценены также такие характеристики, как скорость потери массы и тепловыделение при горении с использованием методов кон-калориметрии и термоанализа. На рис. 4.1 (приложение) приведены кон-калориметрические кривые тепловыделения  при тепловом инициирующем импульсе 35 кВт/м2, полученные при испытании по стандартному методу ISO 5660-1 пластикатов марок ППО в сравнении с пластикатом марки  НГП.

Выполненный комплекс испытаний показал, что разработанные пластикаты серии ПП обладают более высокими по сравнению с аналогами противопожарными характеристиками, такими, как стойкость к воспламенению и горению, показатели дымообразования, выделение хлористого водорода при горении, значение теплоты сгорания. Эти пластикаты  относятся к группе умеренно опасных и мало опасных материалов по токсичности продуктов горения.

Важным этапом исследований при создании новых пластикатов серии ПП явилась оценка их стойкости к длительному старению и соответственно прогнозирование срока службы кабеля.

Принимая во внимание, что наибольшему воздействию внешних факторов среды при эксплуатации кабелей подвергается наружная оболочка, а сохранение ее целостности обеспечивает работоспособность кабеля, есть достаточно оснований полагать, что срок службы кабеля может быть приравнен к сроку службы оболочки кабеля. Поэтому исследования проводили, главным образом, оценивая состояние материала оболочки в процессе термического старения.  В процессе исследований, выполненных совместно с Институтом химической физики РАН, было установлено, что для оценки термического старения полимерных композиций целесообразно использовать методы термического анализа, с помощью которых можно определить структурно-чувствительные параметры полимерных систем, которые характеризуют степень термического старения.

Для высоконаполненных поливинилхлоридных пластикатов, к которым относятся пластикаты марок ППО 30-35 и ППО 25-40, структурно-чувствительными параметрами являются содержание пластификатора Спл, энергия активации десорбции пластификатора Еа и константа десорбции пластификатора К.

Содержание пластификатора определяют методом хроматографии или экстракции, а константу десорбции пластификатора и энергию активации десорбции пластификатора рассчитывают на основе данных термогравиметрического анализа (ТГА). Характерные кривые ТГА для композиции марки ППО 30-35 представлены на рис. 4.2 (приложение).

Проведенные исследования  термического старения разработанных пластикатов серии ПП показали, что минимальный период достижения материалом предельного состояния при допустимых температурах эксплуатации превышает нормированное значение, равное 40 годам для  кабелей, используемых в атомной энергетике.

Важно подчеркнуть, что параметры переработки новых материалов практически не отличаются от установленных для ранее существовавших пластикатов. Поэтому новые пластикаты могут перерабатываться на существующем оборудовании, установленном на кабельных заводах. Разработка пластикатов серии ПП осуществлялась совместно ОАО «ВНИИКП» и ООО «Проминвест-Пластик». Промышленное производство организовано с 2008 года на ООО «Проминвест-Пластик» и ОАО «Владимирский химзавод».

При разработке специальных полиолефиновых композиций пониженной горючести, не содержащих галогенов (так называемых безгалогенных композиций) также была поставлена задача по созданию термопластичных композиций для изоляции (тип А), заполнения (тип В) и наружной оболочки (тип С), с дифференцированным уровнем требований по каждому продукту. Кроме того, ставилась задача создания безгалогенной сшиваемой композиции для оболочек кабелей специального назначения (тип С2). С учетом повышенных требований к безопасности АЭС, принятых в РФ, для разрабатываемых композиций был установлен более высокий уровень требований по горючести, физико-механическим характеристикам и водопоглощению по сравнению с уровнем требований, установленных в международных стандартах и дополнительно установлены требования к материалам по теплоте сгорания, токсичности, стойкости к термическому старению, коксообразованию при горении.

В качестве полимерной матрицы был выбран сополимер этилена и винилацетата с содержанием винилацетата 28%. Для обеспечения требуемой стойкости к воздействию пламени  полимерную основу необходимо наполнить большим количеством антипирена, что приводит к ухудшению физико-механических характеристик композиции. Поэтому первоочередной задачей является оценка влияния количества вводимого антипирена на физико-механические характеристики компаунда. При выполнении исследований была использована модифицированная марка гидроксида алюминия, поверхность которой для повышения адгезии к полимеру была обработана аминосиланом.

Выполненный комплекс исследований по оценке влияния количества гидроксида алюминия на величину кислородного индекса композиции, на стойкость к горению, на изменение относительного удлинения и прочности при разрыве позволил выбрать степень наполнения гидроксидом алюминия 65% для композиции, используемой в оболочках кабелей. Для изоляционной композиции, в которой допустима меньшая стойкость к горению, степень наполнения была уменьшена до 62,5%. Это позволило получить более высокие прочность и удлинение при разрыве, а также лучшие электроизоляционные свойства. Для композиции, применяемой в качестве заполнения в кабеле, была выбрана степень наполнения 80%, т.к. к нему не предъявляются высокие требования по физико-механическим характеристикам. Такое большое количество гидроксида алюминия  в композиции определяет возможность использования заполнителя в качестве основного огнезащитного барьера в конструкции кабеля. Дымовыделение такого высоконаполненного компаунда также является минимальным. Немаловажным является и тот факт, что использование значительного количества относительно недорого минерального сырья ведёт к снижению стоимости компаунда.

Для обеспечения полного комплекса требований к характеристикам разрабатываемых полимерных композиций в рецептуры были введены функциональные добавки, обеспечивающие стойкость композиций к термическому старению, а также повышающие технологические показатели.

Таблица 4.1

Характеристики поливинилхлоридных пластикатов пониженной пожарной опасности серии ПП

  Типы и

марки пластиката

Показатели

Тип ППИ

(изоляция)

Тип ППО-35

(оболочка)

Тип ППО-40

(оболочки)

Тип ППВ

(заполнения)

Требо-вания ТУ

фактические характеристики

Требова-ния 

ТУ

фактические характеристики

Требо-вания ТУ

фактические характеристики

Требо-вания

ТУ

фактические характеристики

марки

марки

марки

марки

30-30

30-35

30-35

20-35

25-40

20-40

28

32

Удельное объемное электрическое сопротивление при (20±2)С, Ом⋅см⋅10-13

5

7-14

17

0,1

2,8

10

0,1

8

9

-

-

-

Прочность при разрыве, МПа

15

16,6

18,6

>11

13,5

13,0

>13

13,4

13,7

3

4,1

3,5

Относительное удлинение при разрыве, %

250

312

287

250

292

264

240

269

260

200

261

242

Потери в массе при (160±2оС) в течение 6 ч, %

<2.0

0,44

0,57

<2.0

0,55

0,40

<2,0

0,50

0,38

-

0,92

0,78

Плотность, г /см3

1,52

1,519

1,507

1,62

1,544

1,625

1,63

1,61

1,62

1,9

1,86

1,88

Твердость по Шору, ед.

80

90

93

86-89

88

92

92

92

91

-

-

-

Температура хрупкости, С

-30

-31

-30

-30

-31

-20

-25

-26

-22

-

-6

-4

Кислородный индекс (КИ), %

30

32,1

35,3

35

35,1

35,0

40

40,2

40,4

28

28,1

32,2

Дымовыделение  при горении

280

178

217

200

165

140

200

190

182

150

84

66

Дымовыделение при тлении

200

130

178

200

129

114

200

165

129

150

120

110

Выделение HCl, мг/г

150

142

149

140

137

89

140

140

124

50

31

20

На рис. 4.3 (приложение) приведена зависимость кислородного индекса, а на рис. 4.4 (приложение) стойкости к горению по американскому стандарту UL-94 от количества гидроксида алюминия.

Основные характеристики разработанных безгалогенных композиций марки Винтес в сравнении с лучшим зарубежным аналогом (композиции фирмы Alpha Gary, США) представлены в табл. 4.2

Исследования по оценке стойкости разработанных композиций к термическому старению позволили установить, что в качестве доминирующего механизма старения безгалогенных композиций данного типа можно рассматривать термическое окисление полимерной основы (сополимер этилена и винилацетата), характерное для всех полиолефинов.

Физическим методом оценки термоокислительной стабильности указанных композиций может служить дифференциально-сканирующая калориметрия (ДСК), а измеряемая характеристика – температура начала быстрого окисления Тно. Метод ДСК позволяет также определить энергию активации окисления. Было установлено, что для сшитых безгалогенных композиций предельному состоянию материала, при котором их относительное удлинение при разрыве достигает  50 %,  соответствует значение температуры начала окисления Тно = 245 С. Предельному состоянию при термическом старении разработанной термопластичной безгалогенной композиции соответствует Тно, равное 210 С.

Таблица 4.2

Характеристики безгалогенных композиций

Характеристики

Для изоляции

Для оболочек

Винтес 1110

Зарубежный аналог IN 200

ф. Alpha Gary

Винтес 2110

Зарубежный аналог S642

ф. Alpha Gary

1

Удельное объемное электрическое сопротивление при 200С, Ом·см, не менее

5·1014

2·1014

1·1013

5·1013

2

Прочность при разрыве, МПа, не менее

16,0

15,0

14,0

12,5

3

Относительное удлинение при разрыве, % , не менее

190

170

180

150

4

Стойкость к продавливанию при 800С, в течение 4 ч, не более, %

30,0

35,0

30,0

30,0

5

Кислородный индекс, % , не менее

34,0

35,0

43,0

40,0

6

Максимальная оптическая плотность дыма, не более,

при горении

при тлении

120

160

50

390

115

150

158

156

7

Коррозионная активность продуктов горения:

РН, не менее

удельная электропроводность, мкСм/мм, не более

4,3

10

6,0

10

4,3

10

5,0

8,0

8

Температура воспламенения, 0С

350

-

355

290

9

Твердость по Шору Д

55+5

55

55+5

59

В исходном состоянии Тно равна 264 С, а после достижения предельного состояния - 210 С. Полученные экспериментальные зависимости изменения Тно в процессе старения при разных температурах (130, 150 и 160 С) позволили рассчитать время достижения предельного значения параметра Тно для оболочки из вышеуказанной полимерной композиции. Энергия активации процесса старения составила 113 кДж/моль. Расчеты срока службы по результатам экспериментальных исследований показали, что разработанные композиции могут эксплуатироваться при температуре 800С не менее 40 лет.

Вследствие того, что классические безгалогенные компаунды имеют высокий уровень наполнения минеральными антипиренами, вязкость их расплава значительно выше, чем у чистых полимеров. Это в значительной мере осложняет переработку данных компаундов, так как возникает необходимость в целом ряде дополнительных технологических решений, к которым относятся использование экструдеров с увеличенной мощностью двигателей, специальных шнеков с уменьшенной степенью сжатия, рассекателей для равномерного наложения расплава на заготовку. Также при экструзии таких компаундов не применяется пакет фильтрующих сеток.

Поэтому при разработке компаундов марки Винтес особое внимание было уделено обеспечению хорошей перерабатываемости.

Разработка композиций марки Винтес осуществлена совместно ОАО «ВНИИКП» и ООО «Проминвест-Пластик». Промышленное производство организовано начиная с 2009 года в ООО «Проминвест-Пластик» и в ЗАО «Нуран».

В заключение следует подчеркнуть, что разработанные полимерные композиции, не содержащие галогенов, для изоляции, оболочки и заполнения электрических кабелей по своим техническим характеристикам не только не уступают, но по ряду важнейших параметров превосходят зарубежные аналоги, использование которых на отечественном рынке началось с 2002 года.

4.2 Разработка и внедрение серии электрических кабелей, не распространяющих горение, с низким дымо и газовыделением (кабели исполнения «нг-LS»).

[47, 49, 50, 54-57, 59-63]

В результате выполненных экспериментальных и теоретических исследований с учетом разработанных инженерных методов расчета и конструирования кабелей, не распространяющих горение, была разработана широкая номенклатура силовых и контрольных кабелей, кабелей управления и др., с низким дымо- и газовыделением, отвечающих требованиям комплекса показателей пожарной безопасности. Одним из основных технических решений по обеспечению комплекса повышенных показателей пожарной безопасности при разработке данной серии кабелей было использование в качестве изоляции, заполнения и оболочки кабелей поливинилхлоридных композиций пониженной горючести серии ПП. Кабели пожаробезопасного исполнения на основе поливинилхлоридных пластикатов серии ПП маркируются индексом «нг-LS» (не распространяющие горение с низким дымо- и газовыделением) и удовлетворяют следующим требованиям:

       - нераспространение горения при групповой прокладке по категории А, F/R ГОСТ Р МЭК 60332-3-21;

       - дымообразование при горении и тлении не должно приводить к снижению светопропускания в камере 27 м3 более 50% при испытании по ГОСТ Р МЭК 60754-1;

       - массовая доля хлористого водорода при горении материалов изоляции, заполнения и оболочки не должна превышать 15 %  при испытании по ГОСТ Р МЭК 60754-1;

       - токсичность продуктов горения по группе Т2  при испытании по ГОСТ 12.1.044-89.

       Кабели серии «нг-LS» предназначены для использования в электрических сетях атомных электростанций вне гермозоны реактора и для общепромышленного применения на других объектах повышенной пожарной опасности.

       Принципиальным отличием кабелей исполнения «нг-LS» является то, что все типы силовых кабелей выполняются с внутренним экструдированным заполнением, благодаря чему кабели имеют практически круглую форму. Наличие внутреннего экструдированного заполнения позволяет ограничить доступ воздуха к изоляции, что повышает стойкость изоляции к термоокислительным процессам при эксплуатации, а придание кабелю с помощью экструдированного заполнения круглой формы позволяет использовать их во взрывоопасных зонах. Кабели марки ВВГнг-LS за счет использования поливинилхлоридных пластикатов с низкой теплотой сгорания позволяют снизить пожарную нагрузку в кабельных сооружениях и помещениях. Расчеты показывают, что удельная теплота горения (в МДж/м) кабелей типа ВВГнг-LS на 20-30% ниже, чем у кабелей общепромышленного исполнения.

       На  рис. 4.5  (приложение)  представлена конструкция  кабеля  исполнения «нг-LS» на напряжение 6-10 кВ, широко используемого для питания оборудования собственных нужд электростанций и метро. Изоляция таких кабелей выполнена из сшитого полиэтилена, а внутренняя и наружная оболочка из ПВХ-пластикатов марок ППО 25-40 или ППО 20-40. Для обеспечения максимальных требований по нераспространению горения кабелей с изоляцией из сшитого полиэтилена кроме наличия 2-х оболочек из ПВХ-пластиката пониженной пожарной опасности использован термический барьер (3) из двух медных или алюминиевых лент, наложенных поверх внутренней оболочки (2).

       Промышленный выпуск кабелей исполнения «нг-LS» начат с 2002 г. К настоящему времени производство таких кабелей освоено на более чем 40 заводах. Общие объемы выпуска по годам представлены в табл. 4.3.

Таблица 4.3

Динамика выпуска кабелей исполнения «нг-LS»

Тип кабелей

Объемы производства и реализации, тыс. км

Годы

2002

2003

2004

2005

2006

2007

2008

2009

Всего с

2002 г.

  1. Кабели силовые на напряжение

0,6-35 кВ

0,36

0,52

4,82

7,60

12,50

20,55

23,40

24,5

94,25

2. Кабели контрольные, управления, малогабаритные и связи

0,33

0,48

4,50

7,10

11,65

19,2

21,90

22,30

87,46

Итого  181,71

4.3 Разработка и внедрение серии электрических кабелей, не распространяющих горение, с изоляцией и оболочкой из полимерных композиций, не содержащих галогенов (кабели исполнения «нг-HF»

[64-69,73-77, 79-81, 103]

Кабели безгалогенного типа на первом этапе разрабатывались целевым назначением для использования внутри гермозоны АЭС. В связи с этим важнейшим моментом являлось то, что используемые в качестве изоляции и оболочки таких кабелей полимерные материалы должны были одновременно удовлетворять комплексу требований пожарной безопасности, быть устойчивыми к воздействию радиации и термических режимов при нормальных и аварийных условиях эксплуатациив гермозоне АЭС, обеспечивать надежную эксплуатацию кабелей в течение 40 лет. Большой объем экспериментальных исследований по выбору импортных, а затем и по созданию отечественных полимерных композиций, не содержащих галогенов, позволил обеспечить создание серии кабелей, в полной мере удовлетворяющих всему комплексу требований. Кабели пожаробезопасного исполнения на основе безгалогенных материалов маркируются индексом «нг-HF».

Одной из наиболее важных характеристик указанных типов терморадиационностойких кабелей является стойкость к воздействию комплекса эксплуатационных факторов внешней стреды внутри гермозоны АЭС. Проверка соответствия кабелей указанным требованиям осуществляется по методике ОАО «ВНИИКП» на специально созданной для проведения испытаний установке БМА-3.

Комплекс воздействующих факторов внешненй среды при испытании терморадиационностойких кабелей (так называемый тест LOCA) включает в себя термическое старение, эквивалентное нормируемому ресурсу; облучение интегральной дозой, эквивалетной поглощенной дозе нормального и аварийных режимов эксплуатации за срок службы; имитацию режимов нарушения теплоотвода, «малой» течи и «большой» течи, а также орошение химическими растворами и дезактивацию.

Испытания проводили на кабелях, подвергшихся ускоренному старению и радиационному облучению, эквивалетнтным 40-летнему сроку службы, что позволяет подтвердить стойкость кабелей к воздействию аварийных режимов на протяжении всего срока службы.

Исследования характеристик материала оболочки кабеля методоми термического и термомеханического анализа показали, что после указанных специальных воздействий существенных структурных изменений в материале оболочки из разработанных безгалогенных материалов не произошло. Так, температура начала окисления изменилась с 263 до 2610С, а значения относительной деформации практически остались в прежних пределах.

Кабели для метрополитенов исполнения «нг-HF» отличаются от кабеля дл АЭС тем, что с целью обеспечения защиты кабелей от возможных механических повреждений при выполении профилактических или рементных работ в метро, которые проводятся преимущественно в ночное время, они содержат броню из стальных оцинкованных лент или проволок. При этом одножильные кабели для сетей переменного тока имеют броню из проволок, выполенных из сплава алюминия.

Вся серия кабелей исполнения «нг-HF» на основе безгалогенных материалов обладает наиболее низкой дымообразующей способностью и минимальными показателями, характеризующими коррозионную активность газообразных продуктов горения по сравнению с другими кабелями пожаробезопасного исполнения. Характериные зависимости светопропускания при испытании бронированных кабелей для метрополитена на напряжение 1, 3 и 10 кВ на основе безгалогенных материалов (кривые 1, 2, 3) и ПВХ-пластикатов серии ПП (кривая 4) представлены на рис. 4.6 (приложение).

Промышленный выпуск пожаробезопасных безгалогенных кабелей исполнения «нг-HF» начат с 2003 г. К настоящему времени производство таких кабелей различного функционального назначения освоено на 15-ти российских кабельных предприятиях и объемы их использования увеличиваются, так как кроме АЭС и метрополитена они рекомендуются для применения на объектах с большим скопление людей, таких как стадионы, кинотеатры, аэропорты и др. Общие объемы выпуска по годам представлены в табл. 4.4. Следует отметить, что до 2007 года выпуск кабелей осуществлялся с применением импортных полимерных композиций, а с 2007 года начато использование материалов, разработанных ОАО «ВНИИКП» совместно с ООО «Проминвест-Пластик»

Таблица 4.4

Динамика выпуска кабелей исполнения «нг-HF»

Тип кабелей

Объемы производства и реализации, тыс. км

Годы

2003

2004

2005

2006

2007

2008

2009

Всего с

2002 г.

1. Кабели силовые на напряжение

0,6-10 кВ

0,20

0,61

0,92

1,53

2,03

2,54

2,65

10,54

2. Кабели контрольные, управления, малогабаритные, измерительные и связи

0,45

1,30

1,95

3,24

4,32

5,40

5,70

22,48

Итого:  33,02

4.4 Разработка и внедрение огнестойких кабелей (кабели исполнения «нг-FRLS», «нг-FRHF»)

[82-90, 92, 93, 95, 101, 102, 104-109]

Сохранение работоспособности электрических сетей в течение определенного времени при пожаре имеет принципиальное значение для функционирования оборудования, отвечающего за безопасность крупных промышленных объектов и в первую очередь атомных электростанций, аварии на которых могут привести к крупным техногенным катастрофам, а также обеспечивающего сохранение жизни людей. К таким системам и видам оборудования относятся:

- оборудование систем управления защитой реакторов АЭС;

- системы пожарной сигнализации, оповещения и управления эвакуацией людей;

- системы аварийного освещения и освещения запасных выходов;

- системы дымоудаления и приточной вентиляции;

- системы пожаротушения;

- системы связи и управления движением лифтами и др.

До последнего времени частично проблему огнестойкости решали путем нанесения огнезащитных покрытий на кабельные линии, что позволяло на отдельных типах кабелей обеспечивать кратковременное сохранение работоспособности цепей до 20-30 мин, что явно недостаточно. Кардинально проблему удается решать только благодаря использованию специально разработанных для указанных целей огнестойких кабелей. Пожаробезопасные кабели огнестойкого исполнения имеют в маркировке дополнительный индекс «FR» (fire resistance – стойкий к огню). При разработке огнестойких кабелей решалась проблема не только сохранения работоспособности при пожаре, но и обеспечения всего остального комплекса требований пожарной безопасности.

Основным типом разработанных огнестойких кабелей массового производства являются кабели с двухслойной изоляцией: первый слой, представляющий собой спирально  наложенные с перекрытием слюдосодержащие ленты поверх токопроводящей жилы, и второй слой, наложенный методом экструзии  из полимерной композиции, не содержащей галогенов, или ПВХ-пластиката с низкой эмиссией HCl  при горении.

Базовая конструкция силового огнестойкого кабеля на напряжение 1 кВ с использование ПВХ-пластикатов пониженной горючести представлена на рис. 4.7 (приложение).

В качестве слюдосодержащих лент используются ленты Элмикатекс 54509 отечественного производства, представляющие собой электроизоляционную ткань из стеклонитей в качестве подложки, кремнийорганического связующего и слоя бумаги из слюды флогопит.

Отработка конструкций огнестойких кабелей показала, что кроме значений объемного электрического сопротивления лент термического барьера в области температур 750 - 800 0С,  на величину тока утечки и уровень электрической  прочности изоляции существенное влияние оказывает тип материала полимерного слоя изоляции, степень перекрытия лент и технологические режимы наложения лент термического барьера и защитных элементов кабеля. В этой связи  при создании серии огнестойких кабелей  после завершения исследований по выбору материалов основное внимание уделялось технологическим аспектам производства.

Все группы разработанных силовых, контрольных,  малогабаритных кабелей, кабелей управления и кабелей для систем  сигнализации обладают огнестойкостью не менее 180 мин, кабелей измерительных – не менее 90 мин.

Впервые в отечественной практике массовое применение огнестойких кабелей началось при сооружении 1-го блока на АЭС «Бушер» (Иран), затем блоках № 1 и 2 на АЭС «Куданкулам» (Индия), а в дальнейшем при реконструкции и строительстве новых блоков на Калининской, Ростовской и Ново-Воронежской АЭС, на Московском метрополитене, предприятиях нефтегазового комплекса и других объектах.

Промышленный выпуск огнестойких кабелей освоен на 10 кабельных заводах. Общий объем выпуска по годам представлен в табл. 4.5.

В заключение раздела по разработке и внедрению современных кабелей пожаробезопасного исполнения следует отметить, что экономия за счет импортозамещения  и отказа закупок для нужд атомной энергетики, метро и других потребителей уже составила около 2,0 млрд  руб./год. Кроме того, отказ от применения дорогостоящих огнезащитных мастик позволяет снизить затраты на сооружение кабельных линий на сумму около 2,5 млрд  руб./год.

Таблица 4.5

Объемы выпуска и реализации огнестойких кабелей

Тип кабелей

Объем выпуска и реализации, км

Годы

2004

2005

2006

2007

2008

2009

Всего с 2004 г.

1. Силовые кабели на напряжение

0,6 3 кВ

314

342

615

1467

1770

2300

6500

2. Кабели контрольные, управления, малогабаритные монтажные

445

485

872

2077

2517

3700

10 090

Итого: 16 590

Социальный эффект от внедрения кабелей не распространяющих горение и огнестойких с повышенными показателями надежности и пожарной безопасности на объектах атомной энергетики, при строительстве жилищных и общественных  зданий и многофункциональных комплексов, метро и других транспортных предприятий заключается в снижении риска пожара, сохранении жизни и здоровья людей при загорании кабелей и тушении пожара, а также в уменьшении вредных выбросов в окружающую среду.

Комплекс работ по созданию серии кабелей, не распространяющих горение и огнестойких, с повышенными показателями надежности и пожарной безопасности, и организации их промышленного производства авторский коллектив под руководством автора настоящей работы удостоен премии Правительства РФ в области науки и техники 2010 года.

Выводы.

  1. Выполнен комплекс исследований изоляционных материалов и технологии их переработки, экспериментально и теоретически обоснован выбор оптимальных параметров герметизации изоляции на основе полиимидно-фторопластовых пленок, которые легли в основу разработки промышленной технологии изготовления обмоточных проводов с такой изоляцией для эксплуатации в экстремальных условиях, к которым отнесены длительное воздействие температур до 2000С, кратковременные перегревы до 2500С и выше, воздействие масел, эмульсии масел в воде нефтескважины, повышенная вибрация.
  2. Выполнен теоретический анализ условий термообработки проводов с пленочной изоляцией на основании которого показано, что для обеспечения высокого качества и надежности изоляции наиболее эффективным решением является применение комбинированного нагрева, когда в первой зоне нагрева используется индукционный нагрев током высокой частоты.
  3. Проведены комплексные исследования с целью создания кабелей, максимально удовлетворяющих современным требованиям по пожарной безопасности, и оценке их поведения в условиях пожара как наиболее экстремального фактора воздействия. На основании выполненных исследований выработаны основные принципы конструирования таких кабелей, установлено влияние конструктивного исполнения и характеристик полимерных композиций на показатели пожарной безопасности кабелей.
  4. Предложена теория процесса горения при групповой прокладке  силовых кабелей в тоннеле, а также для плотно уложенного пучка контрольных кабелей, кабелей управления при их горизонтальном и вертикальном расположении, позволяющая оценивать условия распространения фронта горения в зависимости от теплофизических параметров полимерных материалов, диаметра кабелей и их количества, скорости воздуха в тоннеле с учетом того, что при распространении зоны горения вдоль пучка значительное влияние имеет тепловое излучение пламени в зоне горения.
  5. Создана экспериментальная база для проведения испытаний на соответствие полному комплексу требований по пожаробезопасности, предъявляемых в совокупности к материалам и кабелям пониженной пожарной опасности, а также на стойкость к специальным внешним факторам окружающей среды в условиях гермозоны АЭС, которые также следует относить к экстремальным видам воздействия.
  6. Выполнена разработка, проведены испытания и организовано на семи заводах промышленное производство круглых и прямоугольных нагревостойких проводов с пленочной изоляцией для маслонаполненных погружных электродвигателей насосов добычи нефти, электробуров, тяговых электродвигателей электровозов и другого электрооборудования для тяжелых условий эксплуатации.
  7. С использованием созданных поливинилхлоридных композиций пониженной пожарной опасности и полиолефиновых композиций, не содержащих галогенов,  разработана серия электрических кабелей, не распространяющих горения, исполнений «нг-LS» и «нг-HF» и огнестойких исполнения «нг-FR» с повышенными показателями надежности и пожарной безопасности для использования на объектах атомной энергетики, в метрополитене, аэропортах, высотном строительстве, на других объектах, характеризуемых массовым скоплением людей. Организовано массовое производство таких кабелей широкой номенклатуры на более, чем 30-ти предприятиях кабельной промышленности России с использованием изобретений и патентов на полезные модели, полученные на выполненные разработки. От результатов внедрения обеспечен экономический эффект около 3 млрд. руб. в год.

Основные материалы диссертации отражены в следующих публикациях

  1. Гуревич Д.Д., Мещанов Г.И., Хансуваров А.А. Способ индукционного нагрева проволоки. Авторское свидетельство № 306175 от 11.06.1971 г.
  2. Мещанов Г.И. Расчет КПД петлевого индуктора, применяемого для высокочастотного нагрева обмоточных проводов. Труды ВНИИКП, 1976, вып. 19, с. 142-152
  3. Крупенин Н.В., Мещанов Г.И., Тареев Б.М., Эйстрах Л.А. Перспективы применения новых электроизоляционных материалов в конструкциях изоляции погружных маслозаполненных электродвигателей. Электротехническая промышленность. Сер. Электротехнические материалы, 1977, вып. 10
  4. Гантц В.Л., Гнедин А.А., Кольцова З.Н., Крупенин Н.В., Мещанов Г.И. Новые типы обмоточных проводов. Тезисы докладов Всесоюзной конференции «Состояние и перспективы развития электрической изоляции в кабельной технике». Ташкент, 1977
  5. Гантц В.Л., Гнедин А.А., Крупенин Н.В., Мещанов Г.И. Новые типы обмоточных проводов для погружных электродвигателей. Электротехническая промышленность. Сер. Кабельная техника . 1978, вып, 163, с. 14-18
  6. Гнедин А.А., Кольцова З.Н., Крупенин Н.В., Мещанов Г.И. Производство обмоточных проводов для погружных электродвигателей в СССР. Сб. тезисов докладов на 4 национальной конференции по электроизоляционной технике «Элизот-78» Варна, НРБ. 1978, с. 15
  7. Гантц B.Л., Крупенин Н.В., Мещанов Г.И., Пешков И.Б. Способ получения электроизоляционного покрытия кабельных изделий и устройство для его осуществления. Авторское свидетельство № 634375 от 25.11.1978 г.
  8. Гантц В.Л., Крупенин Н.В., Марданов В.П., Мещанов Г.И.,

Пешков И.Б.  Способ изготовления кабельных изделий. Авторское свидетельство № 788186, от 15.12.1980 г.

  1. Крупенин Н.В., Мещанов Г.И Особенности создания обмоточных проводов с пленочной изоляцией для водозаполненных электродвигателей. Электротехническая промышленность. Сер. Кабельная техника, 1981, вып. 10 (200)
  2. Гантц B.Л.,  Крупенин Н.В., Мещанов Г.И., Пешков И.Б. Zpusob ohriva vodiveho jadra pro stavovani elektrikc isolace a zarizeni k provadeni tbhoto zpusobu, патент № 191633 (ЧССР), выдан 15.04.1982
  3. Крупенин Н.В., Мещанов Г.И. Технология термообработки обмоточных проводов с пленочной изоляцией нагревом токами высокой частоты, Электротехника, 1983, вып. 10, с. 14-16
  4. Гантц В.Л., Крупенин Н.В., Мещанов Г.И., Таран В.П. Изоляция обмотки электрической машины. Авторское свидетельство № 1012391 от 15.04.1983 г.
  5. Бугрова Л.Д., Виноградова Т.Т., Гнедин А.А., Мещанов Г.И. Прямоугольные обмоточные провода с пленочной изоляцией для электродвигателей, работающих в тяжелых условиях. Электротехническая промышленность. Сер. Кабельная техника, 1984, вып. 7 (233)
  6. Гнедин А.А., Мещанов Г.И. Новые конструкции обмоточных проводов с пленочной изоляцией для погружных электродвигателей насосов нефтедобычи. НТС «Электротехника», 1986, №11
  7. Бугрова Л.Д., Виноградова Т.Т., Гнедин А.А., Крупенин Н.В.,  Мещанов Г.И. Совершенствование технологии и оборудования для изготовления круглых и прямоугольных обмоточных проводов с пленочной полиимидно-фторопластовой изоляцией. Тезисы докладов Всесоюзной научно-технической конференции «Новое технологическое оборудование в кабельном производстве». Бердянск, 1984
  8. Гнедин А.А., Крупенин Н.В., …… Мещанов Г.И. и др. Печь для  термообработки протяженных изделий. Авторское свидетельство № 1135136  от 15.09.1984 г.
  9. Желудков В.В., Мещанов Г.И., Резвин Б.М., Саватеева И.С.,  Тимошин Ю.М. Центральный обмотчик. Авторское свидетельство № 1317490 Зарегистрировано в Госреестре изобретений СССР 15.06.1987
  10. Власов С.В., Гнедин А.А., Зимин Ю.Б., Кузнецова И.В., Мещанов Г.И. Способ получения полипиромеллитимидной пленки с одно и двухсторонним фторопластовым покрытием. Авторское свидетельство №1378318 от 01.11.1987 г.
  11. Бугрова Л.Д., Гнедин А.А., Матвеева В.П., Мещанов Г.И., Сергеева Л.Н. Оптимизация технологи изготовления обмоточных проводов с монолитной изоляцией на основе полиимидно-фторопластовых пленок. Труды ВНИИКП, 1988, с.82-94
  12. Гнедин А.А.,  Мещанов Г.И., Кузенев В.Ю., Кольцова З.Н.. Оптимизация конструкций обмоточных проводов водостойкого исполнения. НТС «Электротехника» № 12, 1988, с. 35-40
  13. Гнедин А.А., Мещанов Г.И. Обмоточные провода с пленочной изоляцией. Брошюра 4,25 п.л. Обзорная информация. Вып. 2(7), Информэлектро, 1987
  14. Герасимов В.Н., Гнедин А.А., Мещанов Г.И., Резвин Б.М. Технология и оборудование для производства нагревостойких проводов с пленочной изоляцией. Сб. докладов Международной конференции «Новые технологические процессы, перспективное оборудование кабельного производства». Ереван, 1987
  15. Гнедин А. А., Зыман А.З., Кузенев  В.Ю., Мещанов Г.И., Трещев Л.И.,  Электрический провод. Авторское  свидетельство № 1653005 Зарегистрировано в Госреестре изобретений СССР  01.02.1991 г.
  16. Гнедин А.А., Мещанов Г.И., Месенжник Я.З., Прут Л.Я. Эксплуатационная надежность обмоточных проводов погружных маслозаполненных электродвигателей. НТС «Электротехника» № 5, 1995, с.46-48
  17. Быков        Е.В., Гнедин А.А., Мещанов Г.И. Основные тенденции развития нагревостойких проводов. « Кабельная техника № 6 (244), 1995, с. 13-16
  18. Мещанов Г.И. Термообработка проводов с пленочной изоляцией, Научно-технический журнал «Кабели и провода» 5(288), 2004 , с.10-12
  19. Мещанов Г.И. Высокочастотный нагрев проводов при термообработке кабельных изделий. Научно-технический журнал «Электротехника». №10, 2009, с.
  20. Мещанов Г.И. Тепловой расчет кабеля-удлинителя в нефтяной скважине. ПТНЖ «Электро», № 1, 2010, с 33-35 
  21. Мещанов Г.И. Особенности разработки кабелей и проводов для экстремальных условий эксплуатации. НТЖ «Кабели и провода», № 3, 2010, с. 26-30
  22. Мещанов Г.И., Резвин Б.М. Некоторые вопросы технологии, оборудования и производства теплостойких проводов с пленочной полиимидно-фторопластовой изоляцией. НТЖ «Кабели и провода», № 2, 2011, с. 14-18
  23. Мещанов Г.И., Миронов Е.И., Финкель Э.Э., Тимко Ю.И., Шкундин Л.Р. Технологический процесс и оборудование для радиационного модифицирования полимерной изоляции кабельных изделий и электроизоляционных трубок. Сб. тезисов докладов научно- технической конференции по применению радиационной технологии в промышленности. Симферополь, 1977
  24. Дикерман Д.Н., Мещанов Г.И., Овечкин П.Л., Финкель Э.Э. Улучшение эксплуатационных характеристик полиолефинов и поливинилхлоридных пластикатов методом радиационного модифицирования.  Сб. тезисов докладов на 4 национальной конференции по электроизоляционной технике «Элизот-78», Варна, НРБ. 1978, с.32
  25. Дикерман Д.Н., Гуськов А.А., Мещанов Г.И., Поляков А.А., Финкель Э.Э. Терморадиационностойкие провода. Провода и кабели с радиационно-модифицированной изоляцией. Сб. тезисов докладов на 4 национальной конференции по электроизоляционной технике «Элизот-78», Варна, НРБ. 1978, с.34
  26. Мещанов Г.И., Финкель Э.Э. Современное состояние и перспективы использования ускорителей электронов в производстве кабелей и проводов. Сб. докладов 3 всесоюзного совещания по применению ускорителей заряженных частиц в народном хозяйстве. Т.2, с. 29. Ленинград, 1979
  27. Дикерман Д.Н., Мещанов Г.И., Поляков А.А., Финкель Э.Э. Провода и кабели для атомных энергетических установок, 1983 г. Книга. М.: Энергоатомиздат, 136 е., 1983
  28. Брагинский Р.П, Дашевская С.С., Мещанов Г.И.  Выбор структурно чувствительных параметров при исследовании старения электроизоляционных полимерных материалов. НТЖ «Электротехника» № 8, 1981 с.50-52
  29. Финкель Э.Э., Мещанов Г.И., Миронов Е.И. Radiation Modification of Insulation Materials Saves Time and Energy. Soviet Export 3(138), s. 59-60, 1982
  30. Дикерман Д.Н., Мещанов Г.И., Финкель Э.Э.  Radiation processing in electroinsulating and cable engineering state and prospects. Journal of Industrial Irradiation Technology, 2 (2), s. 155-157, 1984
  31. Дикерман Д.Н., Елагина A.H., Каменский M.K., Мещанов Г.И. Оценка пожаробезопасности кабельных изделий для АЭС по характеристикам используемых электроизоляционных материалов. НТС «Электротехника» 2, 1986, с. 35
  32. Кабалян Ю.К., Казанчян Г.П., Мещанов Г.И., Элазян С.С. Создание силовых и контрольных кабелей с повышенным сроком эксплуатации для АЭС с удовлетворением требований по нераспространению горения. Тезисы докладов Всесоюзного научно- технического совещания. Ереван, 1986, с.82-84
  33. Каменский М.К., Мещанов Г.И., Образцов Ю.В., Островский В.В. Испытания электрических кабелей, нераспространяющих горение в условиях реальных прокладок. НТЖ «Электротехника» № 12, 1988, с. 19- 22
  34. Бранзбург Е.З., Дикерман Д.Н., Мещанов Г.И., Овечкина Г.И., Финкель Э.Э. Радиационно-модифицированные терморадиацйонностойкие материалы пониженной горючести для кабельных и установочных изделий АЭС. Труды ВНИИКП, вып. 29, 1989, с. 69-77
  35. Каменский М.К., Мещанов Г.И. и др. Перспективы промышленного производства в России пожаробезопасных безгалогенных кабелей для АЭС. НТЖ «Кабели и провода» № 3-4 (254-255), 1998, с. 4-8
  36. Мещанов Г.И. Перспективы и направления развития производства кабелей и проводов энергетического назначения. НТЖ «Кабели и провода» № 3, 2007, с.22
  37. Каменский М.К., Мещанов Г.И.,  Фрик А.А. Развитие производства и расширение областей применения новых типов пожаробезопасных кабелей в России. НТЖ «Кабели и провода». № 4, 2007, с. 5
  38. Мещанов Г.И., Холодный С.Д. Физико-математическая модель процесса горения электрических кабелей при групповой прокладке. НТЖ «Кабели и провода».  № 4, 2007, с.10
  39. Мещанов Г.И. Пути научно-технического прогресса в кабельной промышленности. НТЖ «Кабели и провода».  № 5, 2007, с.8
  40. Мещанов Г.И., Холодный С.Д. Анализ особенностей горения полимерной изоляции кабелей при их групповой прокладке. НТЖ «Кабели и провода». №6, 2010, с. 10-14
  41. Мещанов Г.И., Пешков И.Б. Инновационные решения в отечественной кабельной технике.  НТЖ «Электротехника» № 1, 2010, с.8-16
  42. Мещанов Г.И. и др. Работа «Создание серии огнестойких,  не распространяющих горение электрических кабелей с повышенными показателями надежности и пожарной безопасности, разработка технологии изготовления и организация их промышленного производства». Присуждена Премия 2010 г. Правительства РФ в области науки и техники. Распоряжение Правительства РФ от 25.02.2011 г. № 285-р
  43. Мещанов Г.И. Особенности разработки кабелей и проводов для экстремальных условий эксплуатации. НТЖ «Кабели и провода» №3(322), 2010, с.26-30
  44. Мещанов Г.И., Елисеева Л.B., ………        Левитес Ф.А. и др. «Композиция на основе поливинилхлорида», Авторское свидетельство № 1398368, от 22.01.1988г.
  45. Мещанов Г.И. «Электроизоляционная самозатухающая полимерная композиция», Авторское свидетельство № 1834565, от 13.10.1992г.
  46. Каменский М.К., Мещанов Г.И., Миткевич А.С., ………и др. Свидетельство на полезную модель «Контрольный кабель» № 20404 от 27.10.2001 г.
  47. Каменский М.К., Мещанов Г.И., Шолуденко М.В.,  ………и др. Свидетельство на полезную модель «Кабель телефонный станционный» №20405 от 27.10.2001 г.
  48. Каменский М.К., Мещанов Г.И., Миткевич А.С., ………и др. Свидетельство на полезную модель «Силовой кабель» № 20406 от 27.10.2001 г.
  49. Каменский М.К., Мещанов Г.И., Миткевич А.С., ………и др. Свидетельство на полезную модель «Силовой кабель» № 20407 от 27.10.2001 г.
  50. Гнездилова Р.Б., Довженко И.Г., Домнич И.К., ……….Мещанов Г.И. и

др. Патент № 2195729 «Электроизоляционная композиция» от 27.12.2002г.

  1. Байков В.А., Громов Н.И., ... Мещанов Г.И. и др. Полезная модель «Кабель контрольный» № 29610 от 20.05.2003 г.
  2. Каменский М.К., Мещанов Г.И., Миткевич А.С., ………и др. Авторское свидетельство «Кабель малогабаритный» № 28565 от 27.03.2003 г.
  3. Каменский М.К., Мещанов Г.И., Миткевич А.С., ………и др. Авторское свидетельство «Кабель управления» № 28566 от 27.03.2003 г.
  4. Веселов В.Д., Дмитриев А.Е., …….. Мещанов Г.И. и др. Патент «Кабель камерный телевизионный» № 33259 от 10.10.2003 г.
  5. Мещанов Г.И., Байков В.А., Каменский М.К., Образцов Ю.В. Патент «Кабель силовой для эксплуатации в химически активных и взрывоопасных зонах» № 35469 от 10.01.2004 г.
  6. Мещанов Г.И., Байков В.А., Каменский М.К., Образцов Ю.В., Фрик А.А. Патент «Кабель радиочастотный» № 40520 от 10.09.2004 г.
  7. Мещанов Г.И., Байков В.А., Каменский М.К. и др. Патент «Кабель контрольный» № 40523 от 10.09.2004 г.
  8. Мещанов Г.И., Байков В.А., Каменский М.К. и др. Патент «Кабель силовой» № 40527 от 10.09.2004 г.
  9. Мещанов Г.И., Дедловский С.М., …….. Каменский М.К., и др. Патент «Кабель силовой не распространяющий горение» № 42347 от 27.11.2004 г.
  10. Мещанов Г.И., Дедловский С.М., …….Каменский М.К., и др. Патент «Кабель силовой не распространяющий горение» № 42348 от 27.11.2004 г.
  11. Мещанов Г.И., Байков В.А., Каменский М.К. и др. Патент «Кабель контрольный» № 42349 от 27.11.2004 г.
  12. Мещанов Г.И., Гнездилова Р.Б., Елагина А.Н.,  ……..Миткевич А.С.,

и др. Патент «Электроизоляционная композиция» № 2256968 от 20.07.2005г.

  1. Мещанов Г.И., Гнездилова Р.Б., Елагина А.Н., ………Миткевич А.С.,

и др. Патент «Электроизоляционная композиция» № 2271589 от 10.03.2006г.

  1. Мещанов Г.И., Гнездилова Р.Б., Елагина А.Н., …… Миткевич А.С., и др. Патент «Электроизоляционная композиция» № 22722330 от 20.03.2006г.
  2. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Электрический кабель» № 57954 от 27.10.2006 г.
  3. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель малогабаритный» № 57953 от 27.10.2006 г.
  4. Мещанов Г.И., Байков В.А., ………. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель управления, сигнализации и связи» № 57961 от 27.10.2006 г.
  5. Мещанов Г.И., Асс Э.Е., Лаппо Л.Ю., .... Ланкина В.А. и др. Патент «Кабель для систем связи, сигнализации, автоматики и телемеханики» № 60779 от 27.01.2007 г.
  6. Мещанов Г.И., Бузлаев А.В., Боксимер Э.А., …… Рязанов В.И. и др. Патент «Кабель для сигнализации и блокировки (варианты)» № 69306 от 10.12.2007г.
  7. Мещанов Г.И., Воронцов А.С., Галкина Н.В., ……. Ларин Ю.Т. и др. Патент «Провод монтажный» № 66105 от 27.08.2007 г.
  8. Мещанов Г.И., Воронцов А.С., Галкина Н.В., ……… Ларин Ю.Т. и др. Патент «Провод монтажный» № 66067 от 27.08.2007 г.
  9. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель силовой» № 68761 от 27.11.2007 г.
  10. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Кабель силовой» № 68762 от 27.11.2007 г.
  11. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Кабель контрольный» № 68759 от 27.11.2007 г.
  12. Мещанов Г.И., Байков В.А., …….. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель измерительный» № 70405 от 20.01.2008 г.
  13. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Кабель измерительный» № 70404 от 20.01.2008 г.
  14. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Кабель измерительный» № 70726 от 10.02.2008 г.
  15. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель измерительный» № 76158 от 10.09.2008 г.
  16. Мещанов Г.И., Байков В.А., …….. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель монтажный» № 80270 от 27.01.2009 г.
  17. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Провод монтажный» № 80269 от 27.01.2009 г.
  18. Мещанов Г.И., Байков В.А., ………. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель монтажный» № 80266 от 27.01.2009 г.
  19. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Провод монтажный» № 80265 от 27.01.2009г.
  20. Мещанов Г.И., Васильев Е.Б., Виноградов А.В.,        Пешков И.Б. и др. Патент № 2369931 «Электроизоляционная самозатухающая композиция» от 10.10.2009 г.
  21. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Кабель силовой» № 86035 от 20.08.2009 г.
  22. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Кабель силовой» № 87037 от 20.09.2009 г.
  23. Мещанов Г.И., Барковский В.В., …….. Каменский М.К. и др. Патент «Провод самонесущий изолированный для воздушных линий электропередач» № 88191 от 27.10.2009 г.
  24. Мещанов Г.И., Боксимер Э.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Огнестойкий силовой кабель» № 89754 от 10.12.2009 г.
  25. Мещанов Г.И., Боксимер Э.А., ……….. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель силовой (варианты)» № 89755 от 10.12.2009 г.
  26. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……… Каменский М.К. и др. Патент «Кабель радиочастотный» № 93576 от 18.12.2009 г.
  27. Каменский М.К., Мещанов Г.И., Образцов Ю.В., ………и др. Патент «Кабель силовой» № 92231 от 10.03.2010 г.
  28. Мещанов Г.И., Васильев Е.Б., ………. Каменский М.К. и др. Патент «Электроизоляционная композиция» № 2394292 от 10.06.2010 г.
  29. Мещанов Г.И., Образцов Ю.В., Сливов А.А., Шувалов М.Ю. Патент «Провод неизолированный» № 97203 от 27.08.2010 г.
  30. Каменский М.К., Мещанов Г.И., Фрик А.А., ………и др. Патент «Кабель силовой бронированный» № 97857 от 20.09.2010 г.
  31. Мещанов Г.И., Лапо Л.Ю., Ланкина В.А., ……….. Свалов Г.Г. и др. Патент «Кабель для цепей управления и контроля» № 99239 от 10.11.2010 г.
  32. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……..Каменский М.К. и др. Патент «Кабель электрический малоопасный по токсичности продуктов горения» № 103658 от 20.04.2011 г.
  33. Мещанов Г.И., Байков В.А., ……..Каменский М.К. и др. Патент «Кабель монтажный» № 106025 от 2.06.2011 г.
  34. Мещанов Г.И., Байков В.А., …….. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель монтажный бронированный» № 106024 от 26.06.2011 г.
  35. Мещанов Г.И., Байков В.А., …….Каменский М.К. и др. Патент «Кабель силовой» № 106026 от 27.06.2011 г.
  36. Мещанов Г.И., Байков В.А., …….Каменский М.К. и др. Патент «Кабель силовой» № 106028 от 27.06.2011 г.
  37. Мещанов Г.И., Байков В.А., Каменский М.К. Патент «Кабель управления» № 106433 от 10.07.2011 г.
  38. Мещанов Г.И., Байков В.А., ………. Каменский М.К. и др. Патент «Кабель монтажный огнестойкий» № 106432 от 10.07.2011 г.


       а)                                                        б)

Рис. 1.1 Статистическое распределение  пробивного напряжения (а) и относительного удлинения (б) пленки марки ПМФ-С-352 толщиной 60/40 мкм: 1- без включений; 2 - с инородными включениями темного цвета в центре образца

Рис. 1.2 Гистограммы распределения толщины полиимидно-фторопластовой пленки по длине рулона: а) пленка марки 150-F-019 номинальной толщиной 38,1/25,4 мкм;  б)пленка марки ПМФ-С-351 номинальной толщиной 40/30 мкм.

       Рис. 1.3 Изменение относительного удлинения при разрыве в относительных единицах после старения в воде при температуре 1400С пленок: 1 – марки 200-F-919; 2 – марки Sumilite FSL-9505W; 3 – марки ПМФ-С-352 толщиной 60/40 мкм; 4 – типа ПМФ-С-352 толщиной 60/40 мкм, с адамантаносодержащим полиимидом; 5 – марки U-Flm UF(D).

               а)                                                б)

Рис. 1.4 Изменение основных параметров пленки марки ПМФ-352-10 при температуре 20 и 900С в зависимости от времени пребывания в воде (а) и в зависимости от температуры после 6000 часов пребывания в воде (б)

Рис. 1.5 Снижение относительного удлинения пленки ПМФ-С-352 с толщиной полиимидной основы 40 мкм при старении в трансформаторном масле при температуре: 

1 - 1200С; 2 - 1500С; 3 - 1800С

а)                                                        б)

Рис. 1.6 Диаграмма расслаивания Т-образного сварного соединения полиимидно-фторопластовой пленки:

  а – расслаивание по сварному шву; б – расслаивание по толще фторопластового покрытия

 

       

Рис. 1.7 Зависимость прочности сварного шва на расслаивание пленки

ПМФ-С-352 толщиной 60/40 мкм от давления при сварке

Рис. 1.8 К расчету величины натяжения пленки при обмотке

а – спиральная обмотка токопроводящей жилы лентой с двойным перекрытием (50%); б – развертка на плоскость одного витка ленты; в – схема поперечного сечения провода

Рис. 1.9 Петлевой индуктор для высокочастотного индукционного нагрева кабелей и проводов

1, 3 – токоведущие полые пластины индуктора; 2 – перемычка;

4 – токоподводы; 5 – нагревательный провод

а                                                б                                в

Рис. 1.10 Схема расположения нагреваемого провода в петлевом индукторе

1 – нагреваемый провод; 2- проводник индуктора; 3- вода для охлаждения индуктора; 4 -  ферритовый экран

Рис. 1.11  Схема расположения нагреваемого провода в соленоидном индукторе

1 – нагреваемый провод; 2- проводник индуктора

Рис. 2.1 Конструкция изоляции обмоточных проводов марки ППИ-У из пленок

ПМФ-С (а) и Kapton F (б)

1 – медная токопроводящая жила; 2 – двухсторонняя пленка;

3 – односторонняя пленка полиимидом наружу

                       а)                                                        б)

Рис. 2.2 Статистическое распределение  пробивного напряжения (а) и механической прочности (б)  изоляции  проводов марки:

1 – ППИ-У (пленка ПМФ-С) диаметром 2,24 мм; 2 – ППИ-У (пленка «Kapton F») диаметром 2,224 мм; 3 – ПЭТВПДЛ-4 диаметром 2,02 мм; 4 – ППФ диаметром 2,00 мм

пр, кВ

12,0

10,0

2

8,0

6,0

1

4,0

d

Рис. 2.3 Кинетика снижения пробивного напряжения проводов ППИ-У диаметром 2, 24 мм с изоляцией из пленки ПМФ-С после старения в масле МН-4 при температурах: 1 – 2000С;2 - 2400С; 3 - 2800С; 4 - 3200С

Рис. 2.4 Зависимость среднего значения пробивного напряжения от диаметра изгиба:  1 - провод марки  ППИП-1 2,00х8,00 мм; 2 – провод марки ППИПК-3 2,00х8,00 мм

Рис.2.5  Схема кабеля – удлинителя для теплового расчета

  1 – средняя жила; 2 – крайние жилы; 3 – броня; 4 – окружающая жидкость;

  5 – подушка; 6 – корпус насоса; 7 – оболочка; 8 – насосно-компрессорная труба

                                                                       

Рис. 2.6  Тепловая схема замещения кабеля-удлинителя

Рис. 2.7 Структурное построение линии для изготовления круглых и

прямоугольных нагревостойких проводов с пленочной изоляцией

1 – отдающее устройство; 2 – компенсатор; 3 – устройство подготовки жилы;

4,7 – лентообмотчики; 5 – шкаф управления; 6 – панель управления; 8, 10 – индукционная нагревательная установка; 9, 13 – обжимные устройства; 11, 12, 14 – тунельные электропечи; 15 – испытание на пробой; 16 – узел охлаждения; 17 – мерное устройство;

18 – устройство тяговое; 19 -  устройство приемное; 20- провод


Рис. 3.1 Испытание пучка кабелей        Рис. 3.2 Установка для испытания кабелей

на нераспространение горения                на огнестойкость

       

Рис. 3.3 Схема установки для испытаний         Рис. 3.4 Схематическое изображение

по определению оптической плотности               Двойного Кон Калориметра

дыма (в плане):1 – источник света;

2 – воздушный экран высотой (1000+50) мм;

3 – направление потока  воздуха от вентилятора;

4 – опора для кабеля; 5 – поддон со спиртом;

6 – высота оптической оси (2150+100) мм; 

7 – вентилятор (расход воздуха 7-15 м3/мин);

8 – фотоэлемент; 9 – дверь

Рис. 3.5 Модель горения электрического кабеля

Рис. 3.6  Зависимость тока утечки через изоляцию огнестойкого кабеля в

процессе испытаний

1– барьерный слой + изоляция при напряжении 660 В; 2 – барьерный слой + изоляция при напряжении 1000 В; 3 – барьерный слой при напряжении 660 В

Рис. 3.7  Изменение светопропускания при горении и тлении кабелей

       Рис. 3.8 Основные технические решения по реализации требований пожарной безопасности при конструировании кабелей

Рис. 3.9 Зависимость температуры поверхности кабеля от времени развития горения в точках расположения термопар на расстоянии от места поджигания: 0,5 м (кривая 1), 1,5 м (кривая 2), 2,5 м (кривая 3)

Рис. 3.10 Распределение температуры поверхности Тп по длине кабеля при постоянной скорости движения фронта горения, Твс - температура воспламенения

Рис. 3.11 Зависимость температуры поверхности кабеля на границе зоны горения Т2(0) от скорости движения фронта горения (v)

Рис. 4.1  Тепловыделение поливинилхлоридного пластиката типа ППО в сравнении с пластикатом марки  НГП

Рис. 4.2  Кривая ТГА для поливинилхлоридных композиции марки ППО 30-35

Рис. 4.3 Зависимость кислородного индекса полимерной композиции, не содержащей галогенов, от количества гидроксида алюминия

Рис. 4.4  Зависимость стойкости к горению полимерной композиции, не содержащей галогенов,  от количества гидроксида алюминия (по UL-94)

                        1       2  3  4

  Рис. 4.5 Кабель, не распространяющий горение, на напряжение 6/10 кВ ПвВнг(А)-LS: 1- металлический экран; 2 – внутренняя оболочка, 3 – термический барьер; 4 – наружная оболочка

Рис. 4.6 Снижение светопроницаемости при горении и тлении  кабелей следующих марок:

  1 – ПвБПнг(А)-FRHF 4х95-1; 2 – ПвБПнг(А)-FRHF 1х240-3; 3 – ПвБПнг(А)-HF 3х120-10; 4 – АПвБВнг(А)-LS 3х120-10

Рис. 4.7  Кабель силовой огнестойкий марки ПвВнг(А)-FRLS – 1 кВ

1 – медная токопроводящая жила; 2 – изоляционный термический барьер из слюдосодержащих лент;  3 – основная изоляция из сшитого полиэтилена; 4 – внутренняя оболочка из поливинилхлоридного пластиката пониженной пожарной опасности; 5 – термический барьер из слоя стеклоленты; 6 –  наружная оболочка из поливинилхлоридного пластиката пониженной пожарной опасности







© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.