胡 飛，強(qiáng) 衛(wèi)，黃成龍，張俊杰，謝勝海

（長園電力技術(shù)有限公司，廣東 珠海 519085）

0 引言

隨著電力系統(tǒng)的快速發(fā)展，架空輸電線路的應(yīng)用逐漸減少，電力電纜輸電系統(tǒng)得以快速發(fā)展。尤其是以交聯(lián)聚乙烯為主絕緣材料的電纜在國內(nèi)的應(yīng)用逐年增加。電纜終端是安裝在電纜末端，用以保證電纜與電網(wǎng)或其他用電設(shè)備的電氣連接，并維持絕緣直到連接點(diǎn)的裝置。雖然通常只占整個供電系統(tǒng)的一小部分，但如果選用不當(dāng)或者處理不好，往往會成為整條電纜線路或者整個供電系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)。2016年國家電網(wǎng)公司統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示，高壓電纜線路故障主要集中在電纜終端，66 kV及以上高壓電纜線路發(fā)生的73回次故障中，電纜終端故障共31回次，占總故障數(shù)的42.5%，終端故障多發(fā)生在應(yīng)力錐的位置[1-4]，因此開發(fā)新型終端應(yīng)力錐具有重要意義。

目前，國內(nèi)外常用的充油戶外終端有預(yù)制型和彈簧壓緊型。預(yù)制型是將橡膠應(yīng)力控制體在工廠模制成型，然后現(xiàn)場套裝到電纜上，依靠其自身彈性保持應(yīng)力控制體與電纜之間的應(yīng)力和電氣強(qiáng)度。預(yù)制型終端要注意的是橡膠應(yīng)力控制體在高電場和熱場作用下，材料老化會引起界面壓力的松弛，從而降低電氣強(qiáng)度。彈簧壓緊型是在應(yīng)力控制體上增加一套機(jī)械彈簧裝置以保持應(yīng)力控制體與電纜之間的應(yīng)力恒定，其次，由于環(huán)氧錐罩的作用，橡膠應(yīng)力控制體與填充絕緣基本隔離，可消除溶脹的可能性。這種結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，對制造技術(shù)和現(xiàn)場安裝要求比較高[5]。這兩種形式的終端共同的問題是由于應(yīng)力錐是橡膠材料，與電纜絕緣層存在活動界面。界面壓力的設(shè)計是其安全運(yùn)行的關(guān)鍵因素，界面壓力過小，其界面的擊穿強(qiáng)度低，易發(fā)生沿面放電；界面壓力過大，會導(dǎo)致“竹節(jié)”現(xiàn)象，造成應(yīng)力錐處電場畸變[6]。

為了有效解決終端應(yīng)力錐與電纜本體間的界面問題，本文提出一種模注熔接式終端的結(jié)構(gòu)設(shè)計理念，并通過COMSOL Multiphysics仿真軟件進(jìn)行有限元分析、材料理化試驗(yàn)、熔接界面檢測等手段驗(yàn)證其可靠性，并進(jìn)行相關(guān)電氣試驗(yàn)。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計

電纜終端處的場強(qiáng)是向外發(fā)散的，對于電纜終端應(yīng)力控制體來說，所承受的電場強(qiáng)度要遠(yuǎn)高于整體電場的平均值。局部電場強(qiáng)度過高，容易產(chǎn)生局部放電，加速絕緣層的老化，甚至導(dǎo)致絕緣層失效。終端應(yīng)力錐是電纜終端最核心的部分，很大程度上決定著電纜終端的可靠性[7-8]。因此提高電纜終端應(yīng)力錐處電場強(qiáng)度分布的均勻程度，對降低成本和提高電纜系統(tǒng)長期安全運(yùn)行的可靠性具有重要意義。

本文提出一種模注熔接式終端的結(jié)構(gòu)設(shè)計理念，采用與電纜相同的材料在電纜絕緣屏蔽斷口處模注熔接應(yīng)力控制體，實(shí)現(xiàn)與電纜本體無縫熔接，從而消除材料間的界面，實(shí)現(xiàn)終端應(yīng)力控制體與電纜本體連續(xù)等效的連接，從根本上解決界面電場畸變的狀態(tài)。模注熔接式終端的設(shè)計包括應(yīng)力錐設(shè)計[9]、填充絕緣材料研究。

1.1 應(yīng)力錐設(shè)計

應(yīng)力錐的絕緣材料和半導(dǎo)電材料采用與電纜本體相同的材料，通過模注熔接成型。應(yīng)力錐設(shè)計曲線的示意圖如圖1所示。

圖1 應(yīng)力錐曲線示意圖Fig.1 Sketch drawing of the stress cone curve

圖1中，r為電纜導(dǎo)體屏蔽層半徑；R為電纜主絕緣層表面半徑；h為纜導(dǎo)體屏蔽層到應(yīng)力控制錐頂部的垂直距離；P點(diǎn)為終端應(yīng)力錐增厚絕緣與電纜主絕緣的界面；k為應(yīng)力錐起弧點(diǎn)至應(yīng)力錐頂部的垂直距離；C1為單位長度電纜絕緣的電容；C2為終端應(yīng)力錐增厚絕緣材料（選用與電纜絕緣材料相同的材料）的電容。

按照式（1）～（2）計算電容C1和C2。

式（1）～（2）中，ε和ε0分別為交聯(lián)聚乙烯的相對介電常數(shù)和真空介電常數(shù)。

P點(diǎn)電勢UP與電纜導(dǎo)體電勢U0之比可近似由電容之比得出，如式（3）所示。

為了滿足應(yīng)力錐電場的優(yōu)化條件，設(shè)定界面軸向分量電場Et保持恒定不變，則P點(diǎn)的電勢如式（4）所示。

從而可得到k的計算式，如式（5）所示

為了更清楚地計算k的值，可將式（5）改寫為式（6）。

對于64/110 kV交聯(lián)聚乙烯電纜，U0=64 kV，設(shè)定Et≈0.9 kV/mm，則應(yīng)力錐形狀可由式（6）獲得，終端增厚絕緣外徑可由式（7）得出。

式（7）中：Emax為電纜允許的最大工作電場強(qiáng)度；i為電場分布系數(shù)，約為0.4～0.5。

增厚絕緣與電纜主絕緣熔接界面的長度跟電壓等級有關(guān)，對于110 kV電壓等級，該長度一般取180 mm左右，也可以根據(jù)實(shí)際需要進(jìn)行調(diào)整，但長度應(yīng)與要求值相差不大。

1.2 填充絕緣材料研究

目前，國內(nèi)外充油戶外終端內(nèi)部的填充絕緣材料有硅油和聚異丁烯兩種。預(yù)制型終端應(yīng)力錐是直接浸泡在填充絕緣材料中，為了避免應(yīng)力錐長時間浸泡在填充絕緣材料中發(fā)生溶脹而導(dǎo)致應(yīng)力錐材料相關(guān)性能發(fā)生變化，針對不同的應(yīng)力錐材料，應(yīng)選擇不同的填充絕緣材料。

本研究采用不同的填充絕緣材料對交聯(lián)聚乙烯進(jìn)行溶脹試驗(yàn)。在90℃下，將交聯(lián)聚乙烯分別浸泡于硅油和聚異丁烯中，浸泡時間為1周，得到交聯(lián)聚乙烯在硅油中的溶脹率為0.05%，在聚異丁烯中的溶脹率為0.08%。表明交聯(lián)聚乙烯與市場上常用的填充絕緣材料均可配合使用，模注熔接式終端采用與電纜相同的絕緣材料即交聯(lián)聚乙烯，所以不用考慮應(yīng)力錐在這兩種填充絕緣材料中的溶脹問題。

2 有限元分析

采用COMSOL Multiphysics仿真軟件對設(shè)計的終端進(jìn)行有限元分析，驗(yàn)證終端應(yīng)力錐處電場分布是否均勻、有無電場畸變的情況，同時通過有限元分析優(yōu)化應(yīng)力錐結(jié)構(gòu)，將各層電場強(qiáng)度降到最低。

2.1 有限元分析電場的基本原理

由于在工頻電壓下電場隨時間變化比較緩慢，忽略電流和磁場的影響，分析時可將電纜終端內(nèi)的電場視作靜電場，則電磁場的微分形式為式（8）[10]。

式（8）中：H為磁通強(qiáng)度；E為電場強(qiáng)度；B為磁通密度；D為電通密度。

在靜電場中，電場按照材料的相對介電常數(shù)分布。當(dāng)庫侖電場遠(yuǎn)大于感應(yīng)電場時，可以忽略電磁感應(yīng)，則其微分形式如式（9）所示。

式（9）中，J為傳導(dǎo)電流密度。

對于同性介質(zhì)，有式（10）～（12）所示關(guān)系。

式（10）～（12）中：γ為介質(zhì)的電導(dǎo)率；ε為介質(zhì)的相對介電常數(shù)。

因此，電場分布主要受材料相對介電常數(shù)的影響。這種情況下，電荷不隨時間變化，可以采用靜電場進(jìn)行計算仿真。

2.2 仿真模型建立及參數(shù)設(shè)定

按照110 kV銅芯630 mm2XLPE電纜模注熔接式復(fù)合套終端的實(shí)際結(jié)構(gòu)和參數(shù)建立仿真模型，如圖2所示。模型中各部件采用的材料特性參數(shù)各不相同，仿真分析時采用的參數(shù)設(shè)定見表1。張靜等[11]研究發(fā)現(xiàn)，應(yīng)力錐距下法蘭的合理距離為250～400 mm，在該距離范圍內(nèi)的電場分布較為均勻。本研究設(shè)定模注熔接式終端應(yīng)力錐與下法蘭的距離為370 mm。

圖2 模注熔接式終端的仿真模型Fig.2 Simulation model of mould melt terminal

表1 仿真模型中各材料的相對介電常數(shù)Tab.1 Relative dielectric constants of each material component in simulation model

本文的研究對象為110 kV XLPE電纜模注熔接式終端，其額定電壓有效值為64 kV，考慮終端的型式試驗(yàn)條件，電纜導(dǎo)體上施加的電壓為550 kV，終端應(yīng)力錐、下密封單元及電纜屏蔽層接地，在邊界條件下，進(jìn)行模注熔接式終端的電場分布分析。

2.3 仿真結(jié)果分析

采用COMSOL Multiphysics仿真軟件，按照實(shí)際尺寸建立終端的軸對稱二維仿真模型，在靜電場下對模注熔接式終端進(jìn)行電場和等位線仿真，結(jié)果如圖3所示。從圖3可以看出，模注熔接式終端的等位線分布比較均勻，各等位線的比例較為合理，終端內(nèi)部電場的分布也較為均勻，設(shè)計的應(yīng)力錐電場均勻度滿足應(yīng)用要求，電場最大值位于電纜導(dǎo)體表面。

圖3 模注熔接式終端仿真分析圖Fig.3 Simulation analysis diagram of mould melt terminal

對應(yīng)力錐表面和終端增厚絕緣表面的電場分布進(jìn)行分析，結(jié)果如圖4所示。從圖4可以看出，在最大沖擊電壓下，應(yīng)力錐表面的場強(qiáng)為17.8 kV/mm，增厚絕緣表面的最大場強(qiáng)位于應(yīng)力錐外面，其值為4.7 kV/mm。XLPE材料在沖擊電壓下的擊穿強(qiáng)度不低于60 kV/mm，設(shè)計的模注熔接應(yīng)力錐的電場強(qiáng)度遠(yuǎn)低于材料的擊穿強(qiáng)度。

圖4 電場分布圖Fig.4 Electric field distribution

3 關(guān)鍵制作工藝

應(yīng)力控制體作為終端的核心部件，是決定其安全可靠運(yùn)行的關(guān)鍵因素，由增厚絕緣和應(yīng)力錐組成。模注熔接式終端增厚絕緣層采用與電纜絕緣層相同的交聯(lián)聚乙烯材料模注成型，并與電纜的絕緣層無界面熔融結(jié)合為一體；應(yīng)力錐采用與電纜相同的屏蔽料模注在終端增厚絕緣的喇叭口內(nèi)，并與增厚絕緣層熔融成一體。要保證終端增厚絕緣層與應(yīng)力錐成型后熔接界面的理化性能滿足設(shè)計要求，制作工藝過程控制起到?jīng)Q定性作用。

3.1 應(yīng)力控制體制作工藝

在電纜外屏蔽層斷口處安裝增厚絕緣成型器，使電纜固定在增厚絕緣成型器內(nèi)腔正中位置，連接小型擠出機(jī)及控制儀器；預(yù)熱增厚絕緣成型器達(dá)到可交聯(lián)型聚乙烯的熔融溫度（100℃），開始向成型器型腔內(nèi)擠注與電纜絕緣相同材質(zhì)的熔融狀交聯(lián)聚乙烯絕緣，成型器型腔內(nèi)注滿可交聯(lián)型聚乙烯絕緣后，升溫至160℃進(jìn)行交聯(lián)，使電纜絕緣層與增厚絕緣之間相互熔融接枝為一個絕緣整體；可交聯(lián)型聚乙烯在交聯(lián)反應(yīng)時會產(chǎn)生副產(chǎn)物并以氣體的形式出現(xiàn)在增厚絕緣中，因此需保證成型器中穩(wěn)定的壓力，避免絕緣層中氣泡或熔接界面氣隙的產(chǎn)生。待成型器自然冷卻至室溫后拆除，完成終端增厚絕緣的特殊型體。

在電纜外屏蔽斷口處安裝應(yīng)力錐成型器，應(yīng)力錐成型器對應(yīng)于增厚絕緣型體正中位置，且應(yīng)力錐成型器的喇叭狀鑲件配合增厚絕緣型體的喇叭口；預(yù)熱成型器達(dá)到電纜屏蔽料的熔融溫度（105～110℃），開始向應(yīng)力錐成型器型腔內(nèi)擠注與電纜屏蔽層相同材質(zhì)的熔融狀屏蔽料以形成填充屏蔽層，應(yīng)力錐成型器型腔內(nèi)注滿熔融的屏蔽料后停止擠注，然后升溫至155～165℃進(jìn)行交聯(lián)，使應(yīng)力錐、增厚絕緣層、電纜絕緣層與電纜外屏蔽層之間相互熔融結(jié)合；待成型器自然冷卻至室溫后拆除，得到電纜終端應(yīng)力控制體。

對應(yīng)力控制體進(jìn)行打磨拋光修型，并用高強(qiáng)光對其表面進(jìn)行檢查是否有凹痕、凸起等缺陷。制作完成后的應(yīng)力控制體如圖5所示。

3.2 應(yīng)力控制體的理化測試

應(yīng)力控制體應(yīng)滿足GB/T 11017.1—2014中對于XLPE絕緣的微孔雜質(zhì)和半導(dǎo)電屏蔽層與絕緣層界面的微孔與突起的要求[12]。表2為由高倍顯微鏡觀察到的應(yīng)力控制體中微孔、雜質(zhì)和突起的檢測結(jié)果。

圖5 應(yīng)力控制體Fig.5 Stress control body

表2 應(yīng)力控制體中微孔、雜質(zhì)和突起檢測結(jié)果Tab.2 Voids,contaminants,and protrusion test results in stress control body

從表2可以看出，應(yīng)力控制體的增厚絕緣層中微孔、雜質(zhì)等和電纜絕緣層中的基本相同；與電纜切片相比，應(yīng)力控制體樣品切片增厚絕緣層與應(yīng)力錐熔接界面上存在微小的突起，這可能與增厚絕緣層的拋光精度有關(guān)，但仍滿足標(biāo)準(zhǔn)的要求。

分別在電纜絕緣層、增厚絕緣與電纜絕緣熔接界面和增厚絕緣與應(yīng)力錐熔接界面處取樣，按照GB/T 11017.1—2014《額定電壓 110 kV（Um=126 kV）交聯(lián)聚乙烯絕緣電力電纜及其附件 第1部分：試驗(yàn)方法和要求》中第12.5.2條對老化前后應(yīng)力控制體的材料進(jìn)行力學(xué)性能試驗(yàn)，結(jié)果如表3所示。參照J(rèn)B/T 10437—2004中的凝膠含量試驗(yàn)方法檢測得到增厚絕緣層的交聯(lián)度約為86.9%，基本與電纜絕緣層相同。

表3 材料老化前后力學(xué)性能試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Mechanical properties test results of material before and after ageing

從表3可以看出，增厚絕緣層與電纜絕緣層的性能基本一致，熔接界面的熔融效果完全滿足電纜絕緣的性能要求，實(shí)現(xiàn)增厚絕緣、應(yīng)力錐與電纜絕緣無間隙熔融結(jié)合為一體。

4 型式試驗(yàn)

圖6 雷電沖擊電壓波形圖Fig.6 Oscillograms of the lightning impulse voltages

雷電沖擊試驗(yàn)作為考核終端絕緣性能的關(guān)鍵試驗(yàn)，其更加能體現(xiàn)產(chǎn)品電氣性能的情況。圖6為在110 kV交聯(lián)聚乙烯電纜模注熔接式終端上施加標(biāo)準(zhǔn)的雷電沖擊電壓550 kV正負(fù)極性第1次與第10次以及高出標(biāo)準(zhǔn)裕度的雷電沖擊電壓650 kV的波形圖。從圖6可以看出，模注熔接式終端的絕緣性能符合GB/T 11017.1—2014的要求，并且通過了650 kV正負(fù)極性雷電沖擊電壓試驗(yàn)，說明采用與電纜相同的材料模注熔接應(yīng)力控制體的技術(shù)方案是可行的，且性能更加安全、可靠。

表4為110 kV交聯(lián)聚乙烯電纜模注熔接式終端按照GB/T 11017.3—2014《額定電壓110 kV（Um=126 kV）交聯(lián)聚乙烯絕緣電力電纜及其附件 第三部分 電纜附件》的要求進(jìn)行的主要型式試驗(yàn)項(xiàng)目及檢測結(jié)果。從表4可以看出，模注熔接式終端符合GB/T 11017—2014的室溫局部放電試驗(yàn)、高溫局部放電試驗(yàn)、熱循環(huán)電壓試驗(yàn)、雷電沖擊電壓試驗(yàn)、短時工頻電壓試驗(yàn)以及無線電干擾試驗(yàn)的要求。

表4 型式試驗(yàn)項(xiàng)目和檢測結(jié)果Tab.4 Test items and type tests results

5 結(jié)論

電纜模注熔接式終端是采用與電纜絕緣相同的材料現(xiàn)場模注熔接成型，應(yīng)力控制體與電纜本體絕緣無界面熔融結(jié)合，解決了現(xiàn)有技術(shù)因界面畸變導(dǎo)致故障頻發(fā)的問題；運(yùn)用有限元分析軟件對終端進(jìn)行電場分布驗(yàn)證，表明應(yīng)力錐的設(shè)計曲線是決定終端內(nèi)部電場均勻分布的關(guān)鍵。本研究開發(fā)的模注熔接式終端已順利通過電力工業(yè)電氣設(shè)備質(zhì)量檢驗(yàn)測試中心的型式試驗(yàn)，并在電網(wǎng)中實(shí)現(xiàn)掛網(wǎng)運(yùn)行，驗(yàn)證了設(shè)計理念及制作工藝的可靠性。