王成江，郭鳴銳，張 揚，曾洪平，張 婧，祝夢雅

（三峽大學 電氣與新能源學院，湖北 宜昌 443002）

0 引言

高壓電纜接頭為多層固體復合介質絕緣結構，是電纜系統(tǒng)的薄弱環(huán)節(jié)，據(jù)統(tǒng)計，由接頭附件造成的電纜故障約占運行總故障比例的64%[1-4]。除因生產工藝導致的缺陷外，電纜接頭在現(xiàn)場安裝過程中若出現(xiàn)劃痕、磕碰或硅脂涂抹不均勻等不當操作，極易導致電纜絕緣材料破損和結構的不均勻發(fā)熱膨脹，也會在接頭附件與電纜本體交界面處形成氣隙缺陷[5]。缺陷的存在會導致局部電場畸變并引發(fā)間隙放電，放電產生的局部高溫和應力集中現(xiàn)象會加速電纜絕緣的老化，導致電纜附件的絕緣介質擊穿、燒毀甚至炸裂，嚴重影響電網(wǎng)的安全運行[6-9]。

目前，有關缺陷對電纜接頭電場與溫度場的影響研究較多。文獻[10-11]研究了多種典型缺陷對電纜接頭電場強度分布的影響。文獻[12-16]通過建立電熱耦合模型，對缺陷電纜接頭電場與溫度場的分布特性進行研究。而關于缺陷對電纜接頭結構損傷的研究較少，且主要集中在應力分析上。文獻[17]提出了一種基于等效熱源的介質管件放電熱應力場的計算方法，并對電纜接頭絕緣介質中出現(xiàn)電弧放電時的溫度及熱應力分布進行了研究。文獻[18]研究電纜接頭在不同內部缺陷下的電-熱-力規(guī)律，并結合材料斷裂的臨界應力準則，得出導致電纜接頭爆炸的閾值。文獻[19]研究電纜接頭在正常運行和絕緣材料中含有雜質缺陷時電場、溫度場和熱應力的分布規(guī)律，并對這種典型缺陷下復合材料熱應力分布的二次畸變情況進行了分析。上述文獻的研究重點都集中在電場、溫度場上，對應力場的分析只考慮熱應力，而忽略了氣體壓力和機械力的影響，且目前對因氣隙缺陷持續(xù)放電產生的熱與應力集中效應而造成的電纜接頭界面開裂現(xiàn)象仍然缺少研究。掌握氣隙持續(xù)放電下電纜接頭溫度、應力及界面開裂的變化規(guī)律對于進一步認識故障現(xiàn)象，從而指導電纜接頭的制作與安裝具有重要的理論意義。

本文以110 kV單芯高壓電纜接頭為原型，建立三維仿真模型，分析間隙等效放電功率、氣隙壓強、氣隙厚度及氣隙位置對接頭溫度、應力及界面開裂程度的影響。

1 電纜接頭建模與計算

1.1 電纜接頭模型的建立

由于目前檢測設備無法實測出運行中電纜接頭的應力分布情況，且間隙放電受多種因素影響具有隨機性與不可控性，本文采用有限元軟件，通過仿真的方式進行研究。

XLPE電纜因結構簡單、質量輕、耐熱好、負載能力強、耐化學腐蝕、機械強度高等優(yōu)良性能而被廣泛應用。本文參考YJLW03-Z64/110 kV型電纜及其預制式中間接頭的結構與參數(shù)，并結合電纜接頭運行中最常出現(xiàn)界面氣隙的位置，分別在應力錐-硅橡膠界面、硅橡膠-主絕緣界面和半導電帶-連接管界面3處典型位置添加界面氣隙。由于氣隙的形狀具有隨機性，為方便計算，將仿真中的氣隙形狀設置為環(huán)形。在電纜接頭制作中，需排查界面處是否有明顯缺陷，從而保證在電纜運行中復合界面處不會有較大氣隙的出現(xiàn)，因此本文建立厚度為1～2 mm、長度為10 mm的環(huán)狀微氣隙，其電纜接頭模型如圖1所示。

圖1 電纜接頭模型Fig.1 Cable joint model

1.2 計算原理

本文引入一種與放電熱效應等效的熱源，即間隙等效放電功率來衡量間隙放電的強弱程度。因為電纜絕緣間隙放電與介質阻擋放電（DBD）具有相似性，可以用來計算電力電纜中的放電能量[20]。

圖2為工頻DBD模型和等效電路。圖2中，Cd1和Cd2是絕緣介質的等效電容，Cg是間隙的等效電容。因為當間隙被擊穿時，間隙的電壓保持穩(wěn)定，所以間隙可以等效于齊納二極管。DBD間隙的放電能量可按式（1）計算。

圖2 DBD模型及其等效電路Fig.2 DBD model and equivalent circuit

式（1）中：f是頻率；Cd是絕緣介質的電容，等于Cd1和Cd2之和；Uop是電極之間電壓的峰值；Ug是DBD的間隙電壓。當間隙發(fā)生故障時，可通過測量外部電路的伏安特性來計算間隙電壓。因為氣隙位置和氣隙面的粗糙程度不同，間隙電壓不同，所以間隙放電能量也不同。

考慮電纜表面是通過對流與輻射的形式與外界進行換熱，則電纜接頭溫度場的表達式如式（2）～（4）所示[21]。

式（2）～（4）中：ρ為材料密度；c為材料比熱容；T為待求溫度變量；λ為材料熱導率；Qv為熱源密度；h為表面對流換熱系數(shù)；Tf為接頭表面溫度；Tamb為環(huán)境溫度；σ0為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)，其值為5.67×10-8；ε為表面發(fā)射率。

忽略由電磁力對應力場的影響，電纜接頭結構的應力場表達式為式（5）～（9）所示。

式（5）～（9）中：ρ為材料密度；u為位移；s為應力張量；s0為應力張量初始值；Fv為體積力；ε為應變張量；ε0為應變張量初始值；εth為應力應變張量；E為彈性模量；v為泊松比；α為熱膨脹系數(shù)；T和Tref分別為溫度和參考溫度。

假設氣隙內部為理想氣體，其壓強可由狀態(tài)方程求出，如式（10）所示。

式（10）中：P為氣體壓強；V為氣體體積；n為氣體物質的量；R為通用氣體常數(shù)，其值為8.314 41 J/(mol·K)；T為氣體溫度，本文取參考溫度為30℃。

1.3 網(wǎng)格剖分及邊界條件設定

本文以有限元仿真軟件ANSYS Workbench為研究工具，由于涉及氣體與固體的熱力學分析，采用Fluent模塊與Mechanical模塊流固耦合的方式進行仿真計算。在SpaceClaim模塊中建立存在界面氣隙的電纜接頭三維仿真模型，通過Mesh模塊對電纜接頭模型進行網(wǎng)格剖分。為提高仿真計算準確性，使用四面體單元的非線性網(wǎng)格劃分法，對電纜接頭模型各部件交界面及氣隙附近的網(wǎng)格進行加密處理，并假設電纜接頭附件與電纜本體之間無相對滑動，設置其界面接觸方式為Rough，接觸算法采用Normal Lagrange法，此種方法可以將接觸壓力作為一個自由度來滿足接觸兼容性，可在最大程度上消除接觸穿透，保證仿真計算準確性。為保證仿真的計算效率，在邊界條件設定中，作出如下假設[22]：

（1）電纜接頭各結構的材料特性參數(shù)是常數(shù)，不隨溫度的變化而發(fā)生變化，仿真中所用材料的物性參數(shù)如表1～2所示；

表1 用于溫度場計算的材料物性參數(shù)Tab.1 Material property parameters used for temperature field calculation

表2 用于應力場計算的材料物性參數(shù)Tab.2 Material property parameters used for stress field calculation

（2）忽略接頭內部金屬損耗和介質損耗產生的熱，認為電纜溫升的原因是通電纜芯產生的焦耳熱；

（3）因氣隙體積微小，假設間隙放電產生的熱量均勻分布在氣隙內。

本文取電纜載流量為1 000 A，并將其轉換為熱源的形式施加于纜芯；電纜與外界的對流換熱系數(shù)h為5.6 m2·K；接頭表面發(fā)射率ε為0.6；外界溫度為30℃；電纜接頭附件與電纜XLPE主絕緣結合界面的初始面壓為0.25 MPa[23]。

2 仿真結果分析

電纜接頭氣隙缺陷的存在使局部溫度與應力場發(fā)生畸變，在高溫和力的作用下絕緣材料發(fā)生不同程度的形變，導致復合界面發(fā)生開裂現(xiàn)象，因此研究接頭溫度與應力的變化規(guī)律對研究界面開裂具有指導意義。

圖3為電纜接頭正常運行和存在氣隙且間隙放電功率為1 W，并達到熱平衡時硅橡膠-主絕緣氣隙缺陷電纜接頭的溫度與應力分布情況。

圖3 電纜接頭硅橡膠-主絕緣微間隙時的局部溫度-應力分布Fig.3 Local temperature-stress distribution of cable joint with silicone rubber-main insulation micro-gap

從圖3可以看出，當接頭內部不存在氣隙（正常運行）時，硅橡膠界面處溫度在65℃左右，絕緣材料中應力分布均勻，最大值約為0.21 MPa。而當界面處存在間隙時，局部溫度明顯上升，氣隙周圍最高溫度可達104℃，相比正常運行時升高了39℃；絕緣材料中應力分布也變得極不均勻，在間隙面處出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象，最大應力值達到0.255 MPa，相比正常運行情況下增大了0.043 MPa。

2.1 溫度變化規(guī)律分析

2.1.1 間隙等效放電功率對氣隙溫度的影響

保持氣隙尺寸不變，氣隙初始壓強為0.1 MPa，3處氣隙最高溫度隨間隙等效放電功率的變化趨勢如圖4所示。從圖4可以看出，當間隙內不存在放電時，半導電帶-連接管氣隙溫度最高為80.28℃，而應力錐-主絕緣氣隙和硅橡膠-主絕緣氣隙位置溫度分別為63.31℃和68.92℃，隨間隙等效放電功率的增加，氣隙最高溫度隨之升高。其中半導電帶-連接管氣隙的溫度升高增幅最慢；當間隙放電功率增大到5.0 W時，半導電帶-連接管氣隙溫度升高至187.85℃；而硅橡膠-主絕緣氣隙的溫升速度最快，相同條件下，溫度升高至378.75℃，增幅接近前者的兩倍。造成這種現(xiàn)象的原因是連接管金屬材料擁有良好的導熱性能，當間隙不存在放電時，熱量可通過連接管傳導入氣隙中，造成其初始溫度高于其他氣隙位置；而間隙內發(fā)生放電，溫度又急劇升高時，熱量又可以通過連接管傳導入纜芯中，導致其溫度上升較慢。氣隙內間隙放電能量越大，溫度越集中，局部熱膨脹和不規(guī)則形變程度均會增大，使界面產生開裂現(xiàn)象。電纜接頭若長時間處于較高的溫度下，會造成絕緣介質熱侵蝕，加速絕緣老化，增加電纜絕緣故障風險。

圖4 氣隙最高溫度隨間隙放電功率變化Fig.4 The maximum air gap temperature varies with the gap discharge power

2.1.2 氣隙厚度對氣隙溫度的影響

在上述模型基礎上，保持氣隙初始壓強為0.1 MPa，改變氣隙厚度，分別記錄間隙等效放電功率為0.1 W和1.0 W時，3處位置的氣隙最高溫度隨厚度的變化規(guī)律，如圖5所示。從圖5可以看出，隨氣隙厚度的增加，3處氣隙的最高溫度均呈下降趨勢，且間隙放電功率越大，氣隙溫度變化受厚度的影響也相對明顯。當間隙放電功率為0.1 W時，氣隙厚度由1.0 mm增加到2.0 mm，3處氣隙溫度變化均不超過1℃，變化幅度很小，其中應力錐-主絕緣氣隙的溫度變化最大，下降了0.41℃。而間隙放電功率為1.0 W時，相同條件下應力錐-主絕緣氣隙最高溫度由139.42℃下降到136.14℃，下降幅度為間隙放電功率0.1 W時的8倍。造成這種現(xiàn)象的原因是散熱量與氣隙表面積和溫度有關，當達到熱平衡時，氣隙內部生熱量等于散熱量。放電能量一定時，氣隙厚度越小，其散熱面積越小，能量越集中，溫度也越高。當氣隙增加一定厚度，即散熱面積增大時，根據(jù)熱平衡條件，其間隙放電能量越大，溫度變化量也越大。

圖5 氣隙最高溫度隨氣隙厚度變化Fig.5 The maximum temperature of air gap varies with the air gap thickness

2.2 應力變化規(guī)律分析

2.2.1 間隙等效放電功率對接頭應力的影響

保持氣隙尺寸不變，氣隙初始壓強為0.1 MPa，考慮放電溫升對氣隙壓力的影響，氣隙面應力最大值隨間隙等效放電功率變化如圖6所示。

圖6 氣隙面最大應力隨放電功率變化Fig.6 The maximum stress of the gap wall varies with the discharge power

從圖6可以看出，隨間隙放電功率的增加，氣隙面應力最大值均呈上升趨勢，其中應力錐-主絕緣氣隙面應力增幅最快，當間隙放電功率增加到5.0 W時，其應力最大值為1.655 MPa。而硅橡膠-主絕緣氣隙面應力最大值增大較為緩慢，相同條件下的增幅約為0.05 MPa。

造成以上現(xiàn)象的原因是間隙放電不僅會引起熱應力的增大，也會造成氣隙壓強的升高，而氣隙面應力是接頭附件與電纜間的初始緊握力、熱應力以及氣隙壓力共同作用的結果，熱應力與氣隙壓力作用方向不同，二者有相互抵消的效果。電纜附件不同材料的彈性模量與熱膨脹系數(shù)不同，相較于半導電材料，硅橡膠彈性模量小，熱膨脹系數(shù)大，氣體壓力對其形變的作用效果相對明顯，從而抵消部分因熱膨脹產生的應力，所以硅橡膠-主絕緣氣隙處應力隨間隙放電能量增長速度較慢。而半導電材料的彈性模量與熱膨脹系數(shù)均較大，由氣體壓力產生的形變效果較弱，而由溫度造成的熱膨脹效果較明顯，使間隙放電熱效應在應力增大中起主要作用，所以應力錐-主絕緣和半導電帶-連接管氣隙處的應力值隨間隙放電功率的增加呈快速增大的趨勢。由前文研究可知，間隙放電熱效應會在局部產生高溫，使橡膠材料的抗張強度大幅減小，在受到較大應力時更易形成微孔或裂紋，且電纜接頭處于強電場作用下，帶電粒子在裂紋中更容易獲得加速，也會造成缺陷附近分子鏈斷裂，加速絕緣老化[24]，甚至引起絕緣材料破裂而導致?lián)舸┦鹿实陌l(fā)生。

為觀察不同間隙放電功率下接頭附件應力分布的變化情況，沿圖1中A、B、C路徑每隔1 mm取一觀測點，記錄路徑上的應力值并繪制于圖7。

圖7 不同間隙放電功率下氣隙局部應力的分布Fig.7 The local stress distribution of air gap under different gap discharge power

從圖7可以看出：①間隙放電對氣隙局部應力分布的影響非常明顯，以硅橡膠-主絕緣氣隙缺陷接頭為例，當氣隙內不存在放電時，觀測路徑上的應力分布曲線呈先增大后減小的趨勢，并在距離氣隙8 mm處達到最大值，而隨間隙放電功率的增加，氣隙附近應力不斷增大，最終達到檢測路徑上的最大值，應力分布曲線也變?yōu)閱握{下降趨勢。②應力變化在硅橡膠材料中的衰減速度遠大于半導電體材料。當間隙放電功率由0 W增加到4 W時，硅橡膠-主絕緣氣隙缺陷接頭的應力分布曲線在檢測終點處的應力差值為0.014 MPa，而相同條件下應力錐-主絕緣氣隙缺陷接頭的應力曲線差值達到0.307 MPa，為前者的21.47倍。

2.2.2 氣隙壓強對接頭應力的影響

缺陷電纜接頭氣隙形成的原因不同，其內部壓強也存在差異。例如在接頭制作時因劃傷、磕碰等外力因素形成的氣隙，由于受到擠壓作用，氣隙壓強通常等于或大于標準大氣壓，即0.1 MPa。而由受熱不均形成的氣隙，由于此處本無氣體，其氣隙壓強通常小于標準大氣壓。且當氣隙內部發(fā)生放電時，氣體溫升會引起熱膨脹，甚至高溫對周圍絕緣介質的燒蝕而產生有機蒸汽，也會使氣隙壓強發(fā)生改變。本文定義當氣隙壓強小于標準大氣壓時為負壓，大于標準大氣壓時為正壓。保持氣隙尺寸不變，間隙等效放電功率為0.1 W，改變氣隙初始壓強，得到氣隙面應力最大值變化曲線如圖8所示。

圖8 氣隙面最大應力隨氣壓變化Fig.8 The maximum stress of the gap wall varies with the air pressure

從圖8可以看出，當氣隙為負壓時，3處氣隙面的應力最大值均高于標準氣壓下的應力值，說明氣隙負壓有增大局部應力的效果。隨氣隙壓強的增加，3處氣隙面應力值均呈先減小后增大趨勢；當氣隙壓強為0.30 MPa時，應力錐-主絕緣氣隙面和硅橡膠-主絕緣氣隙面的應力最大值達到最小，分別為0.326 MPa、0.072 MPa，相比氣隙壓強為0.10 MPa時分別下降了32.2%和73.1%；當氣隙壓強為0.35 MPa時，半導電層-連接管氣隙面的應力最大值達到最小，為0.448 MPa，相比氣隙壓強為0.1 MPa時下降了42.9%。可以看出氣隙壓強變化對硅橡膠處應力的影響要明顯高于半導電材料處。

為觀察在氣隙初始壓強改變下應力分布的變化情況，按圖7所用方法繪制圖9。從圖9可以看出：①當氣隙壓強為0.05 MPa時，3處觀測路徑上的應力值均高于標準氣壓下的值，但應力沿徑向的變化趨勢是一致的，證實了氣隙負壓對局部應力的增大作用。②氣隙壓強變化對硅橡膠材料處的應力分布影響要遠大于半導電體材料處。以硅橡膠-主絕緣和應力錐-主絕緣氣隙缺陷接頭為例，當達到應力最小值所對應的氣壓值時，硅橡膠-主絕緣氣隙附近應力值最小，應力分布曲線發(fā)生改變而趨于平緩，而應力錐-主絕緣氣隙處應力分布曲線只是大小上發(fā)生變化（注：電纜接頭中的應力錐為半導體材料）。③與圖7對比可得，氣隙壓強引起的應力變化曲線在檢測路徑終點處的差值較小，而間隙放電引起的應力變化曲線在檢測路徑終點處依然有較大差值，所以相比于氣隙壓強改變，間隙放電對電纜接頭應力畸變的影響范圍更大。

圖9 不同氣隙壓強下局部應力分布Fig.9 The local stress distribution under different air gap pressures

2.2.3 氣隙厚度對應力的影響

保持氣隙初始壓強為0.1 MPa，改變氣隙厚度，分別記錄間隙放電功率為0.1 W和1.0 W時，氣隙面應力最大值的變化情況，如圖10所示。從圖10可以看出，當間隙放電功率為0.1 W時，氣隙面應力最大值隨氣隙厚度的增加呈增大趨勢，其中應力錐-主絕緣氣隙面的應力增幅最大，氣隙厚度由1.0 mm增加到2.0 mm，其應力最大值由0.443 MPa增大到0.468 MPa，增幅為0.025 MPa。而間隙放電功率為1.0 W時，氣隙面應力最大值隨氣隙厚度的增加呈減小趨勢，以應力錐-主絕緣氣隙為例，相同條件下其應力最大值由0.675 MPa減小到0.639 MPa，變化量為0.036 MPa。這是因為間隙放電功率較小時，改變氣隙厚度對溫度的影響很小，可以推斷在小間隙放電能量時，厚度增加導致形變量增大是氣隙面應力增大的主要原因。而間隙放電功率較大時，隨氣隙厚度的增加，氣隙溫度變化較為明顯，成為應力增大的主要因素。

圖10 氣隙面最大應力隨氣隙厚度的變化Fig.10 The maximum stress of the gap wall varies with air gap thickness

2.3 界面開裂規(guī)律分析

由前文研究可知，氣隙缺陷內發(fā)生持續(xù)放電會引起局部溫度及應力集中現(xiàn)象，導致絕緣材料發(fā)生不同程度的形變，使接頭復合界面出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，從而使電纜接頭的電-熱-應力場發(fā)生二次畸變，可能引發(fā)更嚴重的放電現(xiàn)象和絕緣事故。

為探究間隙放電功率和氣隙壓強對電纜接頭界面開裂的影響，定義電纜接頭的界面開裂量為復合界面上絕緣材料遠離界面法向的位移值，界面收縮量為靠近界面法向的位移值。由于XLPE材料彈性模量很大且熱膨脹系數(shù)小，可以忽略其形變效果而只研究硅橡膠和半導體材料的位移變化。保持氣隙厚度為2 mm，氣隙初始壓強為0.1 MPa，得到接頭界面開裂量隨間隙放電功率的變化如圖11所示。保持氣隙厚度為2 mm，間隙放電功率為0.1 W，得到接頭界面開裂量隨氣隙壓強的變化如圖12所示。

圖11 間隙放電功率對界面開裂的影響Fig.11 The effect of gap discharge power on the interface cracking

圖12 氣隙壓強對界面開裂的影響Fig.12 The effect of air gap pressure on the interface cracking

由圖11可以看出：①隨間隙放電功率的增加，氣隙厚度呈收縮趨勢，且收縮量逐漸增大。這是因為絕緣材料因熱膨脹產生的收縮形變效果要大于氣隙壓強增大而產生的膨脹形變效果，且熱膨脹始終朝向靠近界面的方向，因此當間隙放電功率增加時，氣隙呈收縮趨勢。其中硅橡膠-主絕緣氣隙隨放電功率增大而收縮的速度最快，當間隙放電功率為1.0 W時，缺陷處界面的最大收縮量為0.826 mm，達到缺陷初始厚度的43.1%，而間隙放電功率達到4.0 W時，氣隙缺陷處最大收縮量已達到2 mm。②電纜接頭發(fā)生間隙放電后，會在距原氣隙一段距離發(fā)生界面開裂現(xiàn)象，即界面處的絕緣材料產生遠離界面的位移，這會導致新氣隙的出現(xiàn)。新氣隙的位置和大小與原氣隙的材料相關，相同條件下硅橡膠材料處產生的新氣隙厚度更大，與原氣隙的距離更遠。且隨間隙放電功率的增加，接頭界面的開裂程度也逐漸增大。以硅橡膠-主絕緣氣隙界面為例，因間隙放電產生的新氣隙出現(xiàn)在距原氣隙位置約50 mm處，且關于原氣隙呈左右對稱。當間隙放電功率為1.0 W時，新氣隙的厚度最大值約為原氣隙厚度的6.4%，放電功率為5.0 W時，新氣隙厚度達到原氣隙厚度的12.25%，相比前者增大近一倍。而對于半導電帶-連接管氣隙界面，新氣隙出現(xiàn)在距原氣隙約50 mm處。當放電功率為5.0 W時，新氣隙厚度最大值為原氣隙厚度的7.1%，遠小于相同條件下硅橡膠材料處產生的新氣隙厚度。造成這種現(xiàn)象的原因是間隙放電功率越大，溫度和應力的集中效果越明顯，絕緣材料的不規(guī)則形變程度越大，而硅橡膠材料的彈性模量要遠小于半導電材料，受到相同應力作用下其形變量更大，因此界面開裂現(xiàn)象更明顯。

由圖12可以看出：①氣隙負壓使氣隙呈收縮的趨勢，并在原氣隙一段距離處產生新氣隙。以硅橡膠-主絕緣氣隙界面為例，當氣隙初始壓強為0.05 MPa時，原氣隙的最大收縮量為0.976 mm，相較于標準氣壓時厚度減小了72.9%，且在距原有氣隙約10 mm處有新氣隙產生，最大厚度約為原氣隙的18.8%。②當氣隙壓強大于標準大氣壓時，原氣隙呈擴張趨勢，并導致缺陷兩側的界面出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，且隨氣隙壓強升高，界面開裂量逐漸增大，引起原氣隙的不斷擴張。同樣以硅橡膠-主絕緣氣隙缺陷界面為例，當氣隙壓強為標準大氣壓時，氣隙處界面的最大收縮量為0.564 mm，氣隙兩側界面無明顯開裂現(xiàn)象，而氣隙初始壓強為0.5 MPa時，缺陷處界面的最大擴張量為1.529 mm，達到缺陷初始厚度的76.45%，缺陷兩側界面的最大開裂量為0.991 mm，為缺陷初始厚度的49.5%。

3 結論

（1）隨著間隙放電功率的增加，氣隙溫度迅速升高，相同放電功率下，溫度隨氣隙厚度的減小而呈上升趨勢，且放電功率越大，厚度的影響作用越明顯。

（2）隨放電功率增大，氣隙面應力值呈單調上升趨勢，其增幅大小與其所處位置的材料相關，硅橡膠-主絕緣氣隙的應力變化較小，而半導電帶-連接管氣隙處的應力會迅速增大。隨氣隙壓強增大，氣隙面應力呈先下降后上升的趨勢，氣隙負壓有增大局部應力效果，而氣隙正壓在一定區(qū)間內有減小局部應力的作用。

（3）間隙放電導致界面氣隙呈收縮趨勢，并在原氣隙附近出現(xiàn)界面開裂現(xiàn)象，從而產生新氣隙，且放電能量越高，新氣隙的厚度越大。

（4）氣隙負壓對氣隙和界面的作用效果與間隙放電時相似。而氣隙正壓導致原有氣隙兩側界面出現(xiàn)開裂現(xiàn)象，氣隙壓強越高，氣隙在厚度與面積上的擴張程度越大。

綜合各項仿真結果，本文認為界面氣隙缺陷會引起局部溫度與應力分布的改變，并導致接頭復合界面出現(xiàn)二次開裂現(xiàn)象，且隨放電過程的積累而逐漸惡化，對絕緣材料造成危害。因此在電纜接頭制作過程中應確保電纜本體與應力錐相接觸的外半導電帶端口切割平整，在復合界面處均勻涂抹硅脂，保證電纜在運行中各狀態(tài)的對稱性，避免因不均勻受力和受熱而產生氣隙。