電纜附件用硅橡膠力-熱老化特性及電-熱-力多物理場耦合仿真研究*

李國倡 郭孔英 張家豪 孫維鑫 朱遠惟 李盛濤 魏艷慧?

1) (青島科技大學先進電工材料研究院,高壓絕緣系統與先進電工材料山東省工程研究中心,青島 266042)

2) (西安交通大學,電工材料電氣絕緣全國重點實驗室,西安 710049)

長期運行過程中,高溫及界面壓力作用會導致電纜附件硅橡膠(silicon rubber,SIR)絕緣發生老化,影響附件材料的電-熱-力綜合性能,易引發放電故障.該文采用實驗和仿真結合的方法,研究力-熱聯合老化作用下硅橡膠材料的電-熱-力綜合性能變化規律;進一步仿真研究了SIR 材料參數變化引起的電纜附件電場、熱場和力場變化.實驗結果表明,隨著老化程度的不斷加深,SIR 的交聯程度和分子運動體系會發生變化,導致材料的電-熱-力性能發生不同程度的改變.相對介電常數呈現先下降后上升的趨勢,體積電阻率、擊穿場強和閃絡電壓等均呈現先上升后下降的趨勢;此外,隨著老化時間的延長,材料拉伸強度和斷裂伸長率逐漸下降.仿真結果表明,力-熱聯合老化引起的電纜附件應力錐根部電場強度變化較小,維持在2.2 kV/mm 左右;不同老化程度下絕緣層內外側溫差較為明顯,最大溫度梯度為9.15 ℃;應力錐根部界面壓力從0.263 MPa 下降到0.230 MPa,下降約12.5%.該工作對于配電電纜附件絕緣性能評價和故障分析具有指導意義.

1 引言

電纜中間接頭和終端等附件在電纜線路中起著承接和過渡的重要作用,是電力系統的重要組成部分[1-5].電纜附件的運行狀態直接影響配電網整體安全,根據相關統計[6],電纜附件破壞引起的故障約占配電網故障的70%,其中絕緣故障率高達97%.電纜附件運行過程中,絕緣材料長期受到電場、溫度和應力的作用,容易發生老化或劣化,導致其絕緣性能下降[7-10];此外,為了滿足電氣強度和安裝要求,電纜附件與主絕緣之間需保持一定的界面壓力[11],而絕緣材料長期承受界面壓力會進一步加劇絕緣材料的老化[12-16].因此,研究電纜附件在熱老化和力-熱聯合老化過程中的電-熱-力綜合性能的變化規律,對電力系統的安全穩定運行有著重要意義.

熱老化是引起高壓電纜絕緣材料性能下降的主要原因之一.目前,部分學者針對電纜附件硅橡膠熱老化特性和機理展開了一系列研究.周遠翔等[17]研究發現電纜附件硅橡膠長期處于高溫下,起樹電壓隨老化時間的增加先增大后減小,分析表明硅橡膠交聯網絡破壞是起樹電壓及電樹枝形態的變化的重要因素.Kashi 等[18]通過對硅橡膠加速熱老化,發現拉伸性能逐漸劣化,撕裂強度和硬度先增加后降低,而官能團沒有發生明顯變化.Ito 等[19]研究發現硅橡膠的硅氧烷鍵在老化后形成交叉連接結構,提升了介電性能,但導致其力學性能下降.

電纜附件硅橡膠材料在實際運行過程中還會承擔一定的壓力作用并加劇絕緣材料的老化,因此部分學者也開展了界面壓力對電纜附件硅橡膠性能影響的研究.杜伯學等[20]研究發現材料拉伸會提高電樹枝的起始概率,促進電樹枝的生長,材料壓縮會降低電樹枝的起始概率,延緩電樹枝的生長.劉昌等[21]研究發現材料承受界面壓力過大會提高電樹枝發生的概率,過小會導致界面發生放電.Liu 與Wang[4]搭建多應力實驗裝置對絕緣界面進行模擬,研究發現對硅橡膠施加多重應力會使其電學和力學性能受到破壞.

綜上所述,目前的研究更多針對單應力老化對硅橡膠電學性能的影響,高溫與壓力共同作用對硅橡膠電-熱-力綜合性能影響規律研究較少,并且材料老化引起的電纜附件內部電-熱-力場分布規律尚不明確.

本文設計開展了熱老化與力-熱聯合老化對電纜附件硅橡膠電-熱-力綜合性能影響規律研究,測試并對比分析了兩種老化形式下及老化前后硅橡膠理化性能、電學性能、熱學性能、力學性能的變化規律與機理.通過建立多物理場仿真模型,分析了不同老化時間及老化形式對電纜附件內部電-熱-力場分布的影響.該工作為電纜附件綜合性能評價與故障分析提供了理論依據.

2 試樣制備與表征

2.1 試樣制備方法

采用商用10 kV 配電電纜附件材料,通過熔融共混法制備SIR 試樣,試樣制備流程如圖1 所示.采用無水乙醇清潔試樣表面,根據國家標準GB/T3512,將用于熱老化的試樣放入真空干燥箱.力-熱聯合老化試樣采用自制壓力夾具,使用的壓力傳感器型號為FlexiForce HT201.將壓力傳感器置于SIR 試樣和夾具之間,使試樣和夾具完全覆蓋壓力傳感器,調整夾具使壓力傳感器輸出壓力為0.25 MPa[11,22,23],以模擬附件內部壓力工作環境,并將夾具以及壓力傳感器整體置于烘箱中,同步進行熱和力-熱加速老化試驗.

圖1 試樣制備與老化試驗流程圖Fig.1.Flow chart of specimen preparation and aging test.

根據國家標準GB/T2941-2006,選取150 ℃作為SIR 加速熱老化與加速力-熱老化溫度點;取樣時間分別為: 168,720,1440 和2160 h.取樣后進行理化、電學、熱學及力學性能測試,并將試驗結果與未老化試樣性能進行對比.

2.2 表征方法及性能測試

1)掃描電子顯微鏡(SEM)測試

測試前,采用無水乙醇對試樣表面進行清潔,干燥處理后將試樣放置于液氮中冷卻脆斷,使用離子濺射儀對試樣斷面進行噴金處理后,采用臺式電子顯微鏡觀測不同老化方式及不同老化階段SIR試樣的微觀形貌變化.

2)傅里葉紅外光譜(FTIR)測試

采用傅里葉紅外光譜儀對不同老化方式及不同老化階段的SIR 試樣進行測試,分析試樣在不同老化時間下官能團的變化.測試掃描波數范圍為400—4000 cm-1.

3)介電性能測試

采用寬頻介電譜系統測量不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣的介電性能,分析試樣相對介電常數隨溫度的變化.溫度范圍設置為-100 ℃—100 ℃,測試頻率采用工頻50 Hz.

4)電阻率性能測試

采用三電極系統,分別測試不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣在室溫下的體積電阻率.測試環境濕度保持在30% Rh 以下,測試電壓為1 kV/mm.

5)交流擊穿性能測試

采用擊穿測試儀在室溫條件下對不同老化方式及不同老化階段的SIR 試樣進行擊穿測試試驗.測試時將電極與試樣完全浸沒于硅油中,以防發生沿面放電.

6)沿面閃絡性能測試

采用沿面閃絡測試裝置在常溫常壓下對不同老化方式及不同老化階段的SIR 試樣進行沿面閃絡測試試驗.閃絡測試主要由高壓源以及指型電極組成,閃絡電極為直徑20 mm 的指型電極,電極間距為5 mm,試樣直徑為40 mm,將上表面緊貼電極的樣品置于絕緣托盤上.勻速加壓至試樣發生閃絡,記錄發生閃絡時的電壓值,每個數據取10 次閃絡電壓平均值.

7)導熱性能測試

采用激光閃射儀測量不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣的導熱系數.測試閃射電壓為240 V,脈沖寬度為400 ms,選擇25—100 ℃的9 個溫度點進行測試,測試前對試樣兩面進行噴涂石墨處理.

8)力學性能測試

采用拉伸試驗機在室溫條件下對不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣進行拉伸試驗,并采用邵氏硬度計進行硬度測試試驗.試樣根據國家標準GB/T528-2009 制備,拉伸試驗試樣為啞鈴狀,并參照標準規定方法進行拉伸性能與斷裂伸長率測試,拉伸速率500 mm/min,數據參數取5 個試驗結果平均值.

3 試驗結果與分析

3.1 理化特性

3.1.1 微觀形貌分析

不同老化階段的硅橡膠試樣斷面微觀形貌如圖2 所示,紅色代表團聚物,藍色代表孔洞.為清晰展示兩種老化方式以及不同老化階段試樣微觀形貌的變化,選取未老化試樣與老化時間為720 h和2160 h 的試樣進行比對分析.從圖2(a)可看出,SIR 在沒有老化的情況下斷面形貌光滑平整,無孔洞結構出現,表明添加劑與填料等在橡膠基料中分散效果較好.隨著老化時間的增加,熱老化720 h的SIR 斷面形貌如圖2(b)所示,SIR 斷面開始出現凸起,基體逐漸有小尺寸團聚物析出.熱老化2160 h 后試樣斷面形貌如圖2(c)所示,SIR 斷面出現大塊團聚物凸起并有微小孔洞產生.由此可以看出,在熱老化方式下,隨著老化時間的延長,SIR填料與橡膠基體的相容性逐漸變差,小分子填料逐漸團聚并析出橡膠基體.

圖2 老化后SIR 試樣斷面微觀形貌圖 (a) 0 h 空白對照組;(b) 熱老化720 h;(c) 熱老化2160 h;(d) 力-熱老化720 h;(e) 力-熱老化2160 hFig.2.Microscopic morphology of the section of the aged SIR specimens: (a) Unaged 0 h;(b) thermal aging 720 h;(c) thermal aging 2160 h;(d) force-thermal aging 720 h;(e) force-thermal aging 2160 h.

試樣在經過力-熱老化720 h 后的斷面形貌如圖2(d)所示,SIR 在老化的過程中有較大塊團聚物析出,并且在受力的情況下基體破裂產生大約4.94 μm 孔洞.力-熱老化2160 h 試樣斷面形貌如圖2(e)所示,隨著老化時間的增加,截面上的團聚物體積逐漸增大,并伴隨大量孔洞結構出現,這是由于SIR 在老化和受力的老化過程中,分子鏈逐漸斷裂并相離,填料呈現出片狀析出的現象.以上現象表明,相較于熱老化方式,SIR 在力-熱老化方式下發生的破壞更加嚴重.

3.1.2 官能團分析

不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣的紅外光譜圖如圖3 所示.由圖3 可知,SIR 主要存在4 種官能團特征峰,分別為2958 cm-1附近—CH3中的—C—H 伸縮振動峰,1260 cm-1附近的Si—CH3伸縮振動峰,1003 cm-1附近的Si—O—Si 伸縮振動峰,786 cm-1附近的Si—(CH3)2伸縮振動峰.由圖3 可看出,兩種老化方式的SIR 試樣官能團特征峰僅透過率有所變化,波數位置并未發生變化,表明老化后試樣并未產生新的官能團.

圖3 老化后SIR 試樣FTIR 圖譜 (a) 熱老化SIR 試樣FTIR 圖譜變化規律;(b) 力-熱老化SIR 試樣FTIR 圖譜變化規律Fig.3.FTIR spectra of the aged SIR specimens: (a) Changes of FTIR spectra of heat-aged SIR samples;(b) changes of FTIR spectra of force-thermal aging SIR samples.

兩種老化方式下,主鏈基團Si—O—Si 鍵的吸光度均隨著老化時間的增加后趨于穩定,表明SIR 試樣內部發生了交聯反應,隨著老化程度的加深,交聯反應逐漸飽和;—CH3中的—C—H,Si—CH3,Si—(CH3)2鍵吸光度均隨老化時間的增加而減少,表明隨熱老化時間的增加,SIR 側鏈各有機基團含量減少,橡膠在老化的過程中有機成分減少.由圖3(a)與圖3(b)對比可知,力-熱老化方式下,912 cm-1附近的烯烴亞甲基—CH2—特征峰隨著老化的進行逐漸消失,而熱老化方式下該特征峰僅透過率有所下降,這是由于在高溫環境下,高分子鏈段上的薄弱環節易被破壞,使得側鏈上的烯烴亞甲基脫落,進而形成新的Si—O—Si 交聯節點,而力-熱老化方式對SIR 施加載荷抑制了分子鏈運動,使得分子鏈運動空間受到壓縮阻礙,導致更易發生分子鏈斷裂脫落.

3.2 電學特性

3.2.1 介電性能分析

不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣的相對介電常數變化規律如圖4 所示.由圖4 分析可知,兩種老化方式下的SIR 試樣相對介電常數均隨老化時間的增加呈現出先降低后升高的趨勢,這是由于在高溫環境下材料分子熱運動劇烈,削弱了其在外電場作用下的電子與原子極化.此外,殘余的交聯劑使得橡膠基體內發生重交聯反應,在一定程度上削弱了分子鏈運動,使得相對介電常數降低;隨著老化時間的增加,SIR 試樣在高溫作用下側鏈發生斷裂,脫落增加,產生多種在電場作用下發生極化現象的小分子游離基團,進而使得SIR 試樣的相對介電常數升高.

圖4 老化后SIR 試樣相對介電常數 (a) 熱老化SIR 試樣介電常數變化;(b)力-熱老化SIR 試樣介電常數變化Fig.4.Relative permittivity of the aged SIR specimens:(a) Changes in dielectric constant of SIR samples after thermal aging;(b) changes in the dielectric constant of SIR samples during strength-thermal aging.

對比兩種老化方式下SIR 試樣的相對介電常數可知,力-熱老化方式下介電常數在老化168 h后開始升高,而熱老化方式下介電常數在老化720 h后才開始增加,這是由于試樣在承受高溫-力載荷的情況下,橡膠基體內的自由體積被壓縮,分子鏈更易發生斷裂,產生較多的游離基團,導致電場作用下極化過程加劇.

3.2.2 電阻率分析

不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣的體積電阻率變化規律如圖5 所示.由圖5 分析可知,SIR 的體積電阻率隨老化時間的延長均呈現出先升高后下降的趨勢,且熱老化試樣的體積電阻率要大于力-熱老化試樣.當高聚物結構發生變化時,會伴隨著超分子結構、聚合物鏈以及離子遷移率的變化,在體積電阻率上升階段,由于橡膠內部殘余交聯副產物的揮發,并且兩種老化方式使得SIR 的交聯密度增大,材料內部網格結構更加緊密,降低了介質內部電荷的擴散與遷移,致使體積電阻率增大;隨著老化時間的延長,SIR 內部交聯密度逐漸趨于穩定,氧化反應破壞分子鏈結構,材料晶區和非晶區界面產生較淺能級陷阱,有利于電場作用下載流子的遷移,使得SIR 體積電阻率逐漸降低.而力-熱老化對于SIR 造成的破壞更為嚴重,因此體積電阻率更低.

圖5 老化后SIR 試樣體積電阻率變化Fig.5.Volume resistivity variations of the aged SIR specimens.

3.2.3 體擊穿與沿面閃絡分析

不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣(厚度為1 mm)擊穿場強變化規律如圖6 所示.分析可知,在一定老化時間內,兩種老化方式SIR 交流擊穿場強逐漸增大,未老化的試樣擊穿場強為25.49 kV/mm,熱老化1440 h 后擊穿場強增大到26.95 kV/mm,老化2160 h 后減小到25.83 kV/mm;力-熱老化1440 h 后擊穿場強增大到27.51 kV/mm,老化2160 h 后減小到25.45 kV/mm,力-熱老化方式的SIR 擊穿電壓略低于熱老化.老化后SIR 擊穿場強(α 值)和β 值如表1 所列.

表1 老化后SIR 試樣擊穿場強的α 和βTable 1.Breakdown strength α and β of SIR specimens after aging.

圖6 老化后SIR 試樣擊穿場強變化 (a) 熱老化SIR 試樣擊穿場強變化;(b) 力-熱老化SIR 試樣擊穿場強變化Fig.6.Breakdown strength variations of the aged SIR samples: (a) Change of breakdown field strength of thermally-aged SIR samples;(b) changes in breakdown field strength of force-thermal aging SIR samples.

影響高聚物擊穿場強的因素包括游離極性基團、分子鏈交聯程度等,高聚物材料的老化一般包含交聯反應與降解反應,SIR 老化前期主要是硅氧烷高分子發生的交聯反應,提高了交聯密度,SIR內部網絡結構更為致密,但降低了橡膠自由體積.因此SIR 在被擊穿時需要破壞更多的交聯鍵,并且電子自由加速行程縮短,電子的破環能量降低,導致需要更高的電壓及能量才能形成擊穿通道,最終使得擊穿電壓上升.一方面,交聯反應達到一定程度后,側鏈上的甲基不再大量脫離,也不再產生新的交聯點;另一方面,氧化分解反應破壞分子鏈結構,導致擊穿場強降低.由于力-熱老化施加載荷對分子鏈的破壞更為嚴重,因此擊穿場強相對較低.

不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣的閃絡電壓變化規律在表2 列出.由表2 分析可知,兩種老化方式下SIR 閃絡電壓均呈現出先升高后下降的趨勢,在0—720 h 的老化階段,閃絡電壓逐漸增大,這可能是由于老化初期材料發生重交聯反應,介質表面結構更加規整有序,表面缺陷數量減少,削弱了表面電荷運動,從而抑制了閃絡過程的發展,提高了閃絡電壓.

表2 老化后SIR 試樣閃絡電壓變化Table 2.Flashover voltage variations of aged SIR specimens.

在720—2160 h 的老化階段,老化試樣閃絡電壓逐漸降低并低于未老化的試樣,這可能是由于老化過程中SIR 分子鏈結構發生破壞,表面缺陷不斷增加,被陷阱捕獲電荷逐漸增多,在一定電場作用下表面積聚電荷大量脫陷,促進了沿面閃絡過程的發展,導致閃絡電壓降低.老化SIR 樣品的孔洞和分解顆粒物越多、橡膠主鏈和側鏈斷裂程度越大,則陷阱能級越大、數量越多,導致閃絡電壓也越低,因此力-熱老化試樣閃絡電壓更低.

3.3 熱學性能

不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣的導熱系數變化規律如圖7 所示.由圖7 分析可知,SIR的導熱系數在25—100 ℃的范圍內呈現出先升高后下降的趨勢;兩種老化方式下SIR 導熱系數均呈現出隨老化時間的增加先上升后下降的趨勢,這是由于導熱系數上升階段殘留在SIR 中的交聯助劑、抗氧化劑等小分子在高溫環境下逐漸揮發,并且橡膠的交聯密度逐漸增加引起的;隨著老化時間的增加,SIR 交聯反應達到飽和,氧化斷鍵反應導致橡膠交聯密度減小,SIR 導熱系數降低.力-熱老化方式對施加的載荷導致橡膠基體內的填料接觸更加緊密,易形成導熱回路通道,使得導熱系數更高.

圖7 老化后SIR 試樣導熱系數 (a) 熱老化SIR 試樣導熱系數變化;(b) 力-熱老化SIR 試樣導熱系數變化Fig.7.Thermal conductivity of the aged SIR specimens:(a) Changes of thermal conductivity of SIR samples during thermal aging;(b) changes in thermal conductivity of SIR samples during force-thermal aging.

3.4 力學特性

不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣的拉伸強度變化規律如圖8 所示.由圖8 分析可知,兩種老化方式下SIR 拉伸強度均隨老化時間的增加而降低,老化后期拉伸強度下降幅度較老化初期明顯.這是在老化的過程中交聯反應與氧化反應共同作用的結果,老化初期在交聯反應的作用下,橡膠交聯密度繼續增大,SIR 分子鏈之間的相對滑移難度也不斷提高,提高了SIR 抗拉能力,相對減弱了分子鏈斷裂造成的破壞;隨著老化時間的增加,高溫有氧環境持續破壞SIR 側鏈,造成側鏈的斷裂游離,因此老化的SIR 拉伸強度持續降低.整體上力-熱老化試樣拉伸強度低于熱老化,表明其破壞程度高于熱老化,這是由于施加的載荷會改變SIR分子鏈取向,約束分子鏈的松弛行為,降低了拉伸強度.另一方面,施加的載荷壓縮了SIR 的自由體積,使得分解脫落的自由基團更容易破壞橡膠主鏈,加速斷鏈反應,使得力-熱老化試樣拉伸強度更低.

圖8 老化后SIR 試樣拉伸強度變化Fig.8.Tensile strength variations of the aged SIR specimens.

不同老化方式及不同老化階段SIR 試樣的斷裂伸長率變化規律如圖9 所示.由圖9 分析可知,兩種老化方式下SIR 斷裂伸長率均呈現逐漸降低的趨勢,且老化前期下降較為顯著,這是由于老化前期交聯反應產生的交聯點較多,導致斷裂伸長率下降較快;而隨著老化時間的延長,橡膠氧化斷鍵反應逐漸占主導,斷裂伸長率下降明顯.力-熱老化方式斷裂伸長率整體上低于熱老化,這與拉伸強度的作用效果相同,這是由于力-熱老化方式施加的載荷使橡膠分子鏈取向發生改變,約束分子鏈的松弛行為,導致其斷裂伸長率更低.

圖9 老化后SIR 試樣斷裂伸長率變化Fig.9.Elongation at break variations of the aged SIR specimens.

4 電-熱-力耦合仿真結果與分析

4.1 仿真模型建立

電纜主絕緣XLPE 與附件絕緣SIR 復合界面是絕緣的薄弱環節.電纜附件運行過程涉及電場、熱場、力場等多個物理場.為了研究電纜附件界面運行過程的絕緣水平,研究中按照配電電纜附件實際尺寸建立二維仿真模型,采用多物理場耦合方法研究電纜附件的運行狀態.

根據配電電纜附件實際運行條件,設置應力錐與接地部位為零電位,線芯導體的額定電流設置為300 A,電位為10 kV 電壓.電場控制方程如下:

式中,E為電場強度矢量;V為電勢;ρ0為源電荷密度;εr為相對介電常數.

電纜附件熱源主要包括導體損耗與介質損耗,在配電網電壓下,介質損耗產生的熱量可近似忽略.因此本文電纜附件的熱源主要計算為線芯導體發熱,一段時間內單位長度電纜線芯的產熱量由下式計算:

式中,Q為電纜線芯產熱量,I為電纜線芯載流量,R為線芯導體電阻值,t為電纜接頭運行時間.

設置電纜附件外部溫度為室溫25 ℃,與空氣接觸的絕緣層傳熱系數取7.5 W/(m2·K).電纜附件內部溫度分布計算方程如下:

式中,ρ 為電纜材料的密度;Cp為常壓熱容;u為位移;q為熱流密度;k為導熱系數.

電纜主絕緣與附件復合界面初始面壓取0.18 MPa,附件表面設置為自由域.力場控制方程如下:

式中,σ 為應力,f為體積力,κ 為應變.

4.2 SIR 材料本構模型參數

橡膠是具有非線性應變特征的超彈性材料,在仿真模擬計算中材料參數的設置對于計算的效率與收斂有著很大的影響.為了更好地描述超彈性材料本構關系,提高計算的效率,在具備單軸拉伸試驗的條件下,選擇使用Yeoh 模型對不同老化方式及老化階段的SIR 拉伸曲線進行擬合計算.

Yeoh 模型的變能密度函數如下所示:

選取典型的三項參數模型形式如下所示:

式中,C10,C20,C30為Yeoh 模型參數;I1為第一階應變不變量,其表達式為:I1=λ12+λ22+λ32,λ1,λ2,λ3為主伸長比;結合應力、應變與變能密度函數之間的關系推導得如下關系式:

根據(10)式對圖10 中SIR 的拉伸應力-應變曲線進行擬合,得到Yeoh 模型中未老化擬合參數C10,C20,C30,在表3 列出.表4 給出了兩種老化方式及不同老化階段下,SIR 的Yeoh 模型中擬合參數C10,C20,C30的變化.此結果作為后續仿真模擬所用的力學參數.

表3 Yeoh 模型擬合參數Table 3.Fitting parameters of Yeoh model.

表4 老化后SIR 試樣Yeoh 模型參數Table 4.Yeoh model parameters of the aged SIR specimens.

圖10 橡膠材料拉伸應力-應變曲線及 Yeoh 擬合曲線Fig.10.Tensile stress-strain curve and Yeoh fitting curve of rubber materials.

4.3 電纜終端電場分布

按照10 kV 配電電纜附件實際尺寸,根據電纜附件實際運行工況與材料性能建立多物理場耦合模型,在電纜附件未受到老化的情況下,內部最大電場強度隨運行時間變化如圖11 所示,其中插圖為運行穩定后附件內部電場強度分布.

圖11 電纜附件最大畸變電場隨時間的變化Fig.11.Variation of the maximum electric field of the cable accessory with time.

如圖11 插圖所示,電纜附件應力錐根部和連接管頭部電場線分布較為密集,表面此處承擔的電場強度較大,是易發生放電危害的薄弱區域.由圖可知,分布在應力錐根部的最大電場強度隨著運行時間的延長不斷降低,在運行12 h 后達到基本穩定,最大電場強度從2.239 kV/mm 下降到2.217 kV/mm.分析原因是隨著運行時間的延長,電纜附件溫度不斷升高,XLPE 與SIR 的相對介電常數不斷減小,削弱電場的能力降低,從而導致材料所承受的最大畸變電場強度逐漸減小[24].因此應力錐根部與電纜主絕緣電場大小需要密切關注,預防電纜附件運行過程中發生安全問題.

材料老化后的電纜附件內部最大電場強度隨老化時間變化如圖12 所示.在兩種老化方式下,電纜附件應力錐根部最大電場強度均隨時間的增加呈先增大后減小趨勢.在熱老化方式下,最大電場強度在老化720 h 時達到最大值2.225 kV/mm,在老化2160 h 時下降到2.220 kV/mm;在力-熱老化方式下,最大電場強度在老化168 h 時達到最大值2.230 kV/mm,在老化2160 h 時下降到2.219 kV/mm.這是由于在力-熱老化方式下SIR 試樣的介電常數下降較快且低于熱老化試樣,使得應力錐根部承受電場強度較高.

圖12 最大電場強度隨老化時間變化Fig.12.Variation of the maximum electric field with aging time.

4.4 電纜終端溫度場分布

電纜附件室溫下運12 h 后達到穩定,溫度場仿真結果如圖13 所示.由圖13 可知,電纜附件內部最高溫度分布在附件與電纜的交界面,最高溫約為58.04 ℃;最低溫分布在絕緣SIR 與空氣交界處,溫度約為47.69 ℃,溫差為10.35 ℃左右.材料老化后的電纜附件應力錐根部溫度與附件內外溫差隨老化時間變化如圖14 所示.

圖13 電纜附件溫度場分布Fig.13.Temperature field distribution of the cable accessories.

圖14 應力錐根部溫度與內外側溫差隨老化時間變化Fig.14.Variation of the stress cone root temperature and temperature difference with aging time.

由圖14 可知,老化前后應力錐根部最高溫度變化不大,熱老化方式下由55.9 ℃下降到55.6 ℃,力-熱老化方式下應力錐根部溫度由55.9 ℃下降到54.7 ℃,后升高到55.7 ℃.電纜附件內外側溫差較大,兩種老化方式下溫差均呈現出先降低后升高的趨勢,在熱老化方式下,溫差由9.15 ℃下降到8.81 ℃,后升高到8.86 ℃;在力-熱老化方式下,溫差由9.15 ℃下降到8.04 ℃,后升高到8.98 ℃.溫度變化會改變材料的介電常數、電導率、導熱系數、彈性模量及熱膨脹系數等,使得電纜附件內部電場、力場分布發生變化與畸變.

4.5 電纜終端力場分布

通常,電纜附件與電纜主絕緣的復合界面是較為薄弱的絕緣部位,材料老化會導致界面應力變化,而界面壓力變化會反作用導致電場分布改變.以附件應力錐左端為原點,向右為正方向,采集電纜附件與主絕緣結合界面上的界面壓力,得到初始與運行12 h 達到穩定后界面壓力分布如圖15所示.

圖15 電纜附件界面壓力分布Fig.15.Interface stress distribution of the cable accessory.

電纜附件兩端為應力錐結構,應力錐界面壓力由半導電橡膠壓縮形變產生.由圖15 可知,附件外端口初始界面壓力為0.151 MPa,在運行12 h后升高到0.219 MPa;在應力錐根部,界面壓力從0.184 MPa 上升到0.262 MPa;附件屏蔽管端口界面壓力從0.182 MPa 上升到0.266 MPa.電纜附件為軸對稱結構,因此兩端界面壓力變化趨勢一樣.由于應力錐和屏蔽管為半導電橡膠材料彈性模量大于絕緣SIR,并且其結構的特殊性,使得該處界面壓力產生畸變.

圖16 為應力錐根部界面壓力與過盈量的關系圖,可以看出,界面壓力隨過盈量線性增加,過盈量每增加0.2 mm,應力錐根部界面壓力增加0.038 MPa.橡膠材料形變量越大,其力學性能下降越快,即應力松弛更快.因此,在滿足電纜附件長期穩定運行的界面壓力范圍內,可以適當減小過盈量,即能使得電纜附件安裝更為方便,又能保證附件內部界面結合緊密,減少放電擊穿事故的發生.材料老化后的電纜附件應力錐根部界面壓力隨老化時間的變化,如圖17 所示.

圖16 電纜附件界面壓力隨過盈量變化Fig.16.Interface stress variation with the interference.

圖17 應力錐根部界面壓力隨老化時間變化Fig.17.Stress cone root interface stress variation with the aging time.

從圖17 可以看出,隨著老化時間的增加,兩種老化方式下電纜附件應力錐根部界面壓力逐漸減小,且隨著老化的進行呈現出先快后慢的變化規律,應力錐根部界面壓力從0.263 MPa 下降到0.236 MPa,下降了10.3%;在相同老化時間內,力-熱老化方式下,應力錐根部界面壓力從0.263 MPa下降到0.230 MPa,下降了12.5%.由圖17 可知,壓力是影響老化速率的重要因素,存在界面壓力時,應力錐根部界面壓力受到的影響明顯.

由于SIR 試樣在熱老化初期發生了交聯反應,使得SIR 內部形成了更加緊密的網格結構,而交聯度的增加會抑制聚合物鏈間的滑動,降低聚合物的柔順性,破壞了SIR 原有的高彈性,從而導致絕緣SIR 的根部界面壓力降低.SIR 分子鏈長時間高溫的作用受到后運動加劇,超過分子鍵的離解能時后則會引起熱降解;另外在老化后期,熱降解反應逐漸占據主導地位,造成SIR 分子鏈大量斷裂,導致其力學性能下降,導致硅橡膠彈性不斷減小,甚至失去彈性.而力-熱老化方式對于SIR 材料的破壞更為嚴重,因此其應力錐根部界面壓力更小.

5 結論

本文對比研究了電纜附件用SIR 材料加速熱老化和力-熱老化性能,分析了老化過程中理化、電學、熱學和力學性能變化規律.通過開展多物理場耦合仿真研究了不同老化方式對電纜附件內部電場、熱場和力場分布的影響,得到以下結論.

1)對比研究了SIR 加速熱老化和力-熱老化理化性能.隨著老化程度的加深,SIR 內部出現明顯的團聚物和微小孔洞,但并未產生新的官能團,對比發現力-熱老化造成的破壞更為嚴重,且造成的電學性能和力學性能變化相對較大.

2)由于SIR 內部網絡結構和游離基團等因素影響下,老化后SIR 體積電阻率、擊穿場強和沿面閃絡電壓均隨著老化時間的延長先增大后減小.綜合各項電學性能,力-熱老化對于SIR 的破壞更為嚴重,這是由于施加的載荷對SIR 分子鏈破壞程度更深,且力載荷的存在會導致自由體積減小,導致電荷運動的自由行程減小.

3) SIR 老化會對電纜附件內部電場、熱場、力場的分布產生了不同程度的影響.兩種老化方式下電纜附件應力錐根部電場強度變化較小;老化前后電纜附件內部最高溫度相差不大,但內外側溫差變化較大,呈現出先降低后升高的趨勢,力-熱老化方式下溫差變化較為明顯;兩種老化方式下電纜附件應力錐根部界面壓力逐漸減小,力-熱老化引起的界面壓力下降程度更為明顯.