趙春明， 冷 俊， 楊晶瑩， 王永紅， 莊 羽，于群英， 楊代勇， 李守學(xué)， 翟冠強(qiáng)

（1.國(guó)網(wǎng)吉林省電力有限公司電力科學(xué)研究院，吉林 長(zhǎng)春 130021；2.哈爾濱理工大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150080）

0 引 言

干式空心電抗器是電網(wǎng)中常用的無(wú)功設(shè)備，近些年一直有較高的故障率，多數(shù)故障是因匝間絕緣缺陷擊穿造成匝間短路[1-2]。近幾年通過開展匝間過電壓現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，查找出具有缺陷的干式空心電抗器，在運(yùn)行過程中燒毀故障率明顯降低[3-4]。雖然現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)?zāi)軌虬l(fā)現(xiàn)缺陷電抗器，但是不能從根本上解決存在匝間絕緣缺陷的問題。因此，干式空心電抗器一直面臨著運(yùn)行年限較低的問題[5]。

包封絕緣開裂是造成干式空心電抗器燒毀的主要原因之一[6-7]。在過電壓、受潮和臟污等條件下，開裂位置發(fā)生局部放電逐漸破壞匝間絕緣，最終引起匝間短路，導(dǎo)致電抗器燒毀。在寒冷地區(qū)，干式空心電抗器在低溫下運(yùn)行，包封絕緣開裂尤其嚴(yán)重[8]。

一般認(rèn)為包封絕緣開裂原因包括電動(dòng)力破壞和熱應(yīng)力破壞。并聯(lián)電抗器產(chǎn)生的電動(dòng)力較小，壓強(qiáng)不足以破壞絕緣[9]。由于并聯(lián)電抗器包封絕緣經(jīng)常發(fā)生開裂，可以確定熱應(yīng)力是導(dǎo)致絕緣開裂的主要原因。投入電抗器時(shí)溫度會(huì)逐漸升高，切出運(yùn)行電抗器時(shí)溫度逐漸下降，由于包封內(nèi)部鋁導(dǎo)線、聚酯薄膜絕緣和環(huán)氧玻璃絲絕緣材料的熱膨脹系數(shù)不同，投入和切出電抗器時(shí)溫度驟變會(huì)產(chǎn)生熱應(yīng)力，導(dǎo)致實(shí)際運(yùn)行的干式空心電抗器經(jīng)常出現(xiàn)異常響動(dòng)[10]。因此，研究降溫和通流過程包封內(nèi)部產(chǎn)生的熱應(yīng)力對(duì)包封絕緣的破壞性具有工程實(shí)際意義。

在熱力學(xué)方面，針對(duì)干式空心電抗器溫升和溫度場(chǎng)分布等問題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開展了大量的仿真和試驗(yàn)研究，獲得了比較成熟的制造經(jīng)驗(yàn)[11-13]。而針對(duì)熱應(yīng)力破壞問題研究較少，比較典型的研究成果包括：徐可新等[14]針對(duì)空心電抗器包封應(yīng)變和應(yīng)力進(jìn)行仿真，認(rèn)為微裂紋存在使包封絕緣材料上的應(yīng)力集中導(dǎo)致包封絕緣開裂；周延輝等[15-16]利用光纖Bragg光柵傳感技術(shù)，對(duì)干式空心電抗器固化和溫升試驗(yàn)過程的溫度和應(yīng)變變化特性進(jìn)行了測(cè)量，檢測(cè)到固化和升溫過程包封內(nèi)部均出現(xiàn)負(fù)應(yīng)變。現(xiàn)有的研究成果還不能說明在低溫運(yùn)行條件下的熱應(yīng)力是導(dǎo)致干式空心電抗器包封絕緣開裂的主要原因。

為了探索包封絕緣在低溫運(yùn)行條件下的開裂成因，本文對(duì)包封絕緣應(yīng)變測(cè)量方法開展研究，制作干式空心電抗器試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，搭建試?yàn)系統(tǒng)，在低溫條件下測(cè)試降溫和通流過程包封絕緣的溫度、軸向應(yīng)變和周向應(yīng)變，并根據(jù)應(yīng)變?cè)囼?yàn)結(jié)果，討論熱應(yīng)力的破壞性。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱骷皯?yīng)變測(cè)試方法

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱鞣椒?/h3>

1.1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ统叽绱_定方法

干式空心電抗器普遍采用多包封、多線圈并繞結(jié)構(gòu)。每個(gè)包封內(nèi)部一般有2～6層線圈，外部纏繞環(huán)氧玻璃絲絕緣，包封間通過撐條支撐形成氣道加強(qiáng)散熱，各包封兩端與星形架連接，通過高溫固化形成一個(gè)整體。干式空心電抗器具有較大的幾何尺寸，以一臺(tái)GKBK-20000/66型干式空心并聯(lián)電抗器為例，其直徑和高度均達(dá)到3 m。如果按照它的尺寸制作試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，試?yàn)開展非常困難，試驗(yàn)?zāi)Ｐ托枰⌒突?/p>

將干式空心電抗器包封內(nèi)部結(jié)構(gòu)分成內(nèi)絕緣、線圈和外絕緣3部分，如圖1所示。內(nèi)絕緣的內(nèi)、外半徑分別為R1和R2，外絕緣的內(nèi)、外半徑分別為R3和R4。設(shè)包封內(nèi)外絕緣厚度相等，絕緣厚度δ1和線圈厚度δ2分別如式（1）～（2）所示。

圖1 包封內(nèi)部結(jié)構(gòu)Fig.1 The internal structure of encapsulate

對(duì)于干式空心電抗器，包封厚度約為20 mm，絕緣厚度和線圈厚度滿足式（3）。在力學(xué)上包封屬于薄壁管，周向應(yīng)力遠(yuǎn)大于徑向應(yīng)力，徑向應(yīng)力可以忽略。

假設(shè)線圈處于熱膨脹狀態(tài)，外絕緣內(nèi)側(cè)承受線圈施加的壓力P1方向向外，內(nèi)絕緣外側(cè)承受線圈施加的拉力P2方向也向外。

當(dāng)滿足式（3）條件時(shí)，忽略內(nèi)部溫差的影響，外絕緣及線圈周向應(yīng)變與溫度的關(guān)系如式（4）所示。

式（4）中：εθ1為內(nèi)絕緣在R=R2處及外絕緣在R=R3處的周向應(yīng)變；εθ2為上述兩個(gè)位置線圈的周向應(yīng)變；E1和E2為絕緣和線圈的彈性模量；μ1和μ2為絕緣和線圈的泊松比；α1和α2為絕緣和線圈的線膨脹系數(shù)；T0為初始溫度；T為升溫后溫度。

軸向方向，包封絕緣和線圈相約束，兩者長(zhǎng)度相等。包封絕緣軸向應(yīng)變?chǔ)舲1和線圈軸向應(yīng)變?chǔ)舲2之間的關(guān)系如式（5）所示。

當(dāng)滿足式（3）關(guān)系時(shí)，得到式（4）周向應(yīng)變與直徑大小無(wú)關(guān)，但與包封絕緣厚度和線圈厚度有關(guān)。制作試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜁r(shí)，在滿足式（3）條件下，包封絕緣的半徑可以適當(dāng)減小，包封內(nèi)部絕緣厚度和線圈厚度不能改變。式（5）表明軸向應(yīng)變間的關(guān)系與高度無(wú)關(guān)，可以適當(dāng)降低試驗(yàn)?zāi)Ｐ透叨取?/p>

1.1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ途€圈繞制方法

干式空心并聯(lián)電抗器的損耗主要為電阻損耗，渦流損耗和雜散損耗較小。包封內(nèi)部由多層線圈并繞構(gòu)成，各層線圈有導(dǎo)線電阻和自感，線圈間有互感。外施電壓為U，以4層線圈為例，電壓方程如式（6）所示。

式（6）中：ω為角頻率；R1～R4為各層線圈的導(dǎo)線電阻；L1～L4為各層線圈的自感；M1,2～M3,4為各層線圈間的互感，I1～I(xiàn)4為流過各層線圈的電流。

所有線圈的總電阻損耗如式（7）所示。

由式（6）可見，各線圈上的電壓降包括導(dǎo)線電阻上的壓降、自感上的壓降和互感的感應(yīng)勢(shì)3部分，其中電阻上的壓降非常小。要得到式（7）表述的電阻損耗，試驗(yàn)需要非常高的外施電壓和電源容量。

如果采用無(wú)感繞法，將線圈1和線圈3正繞，線圈2和4反繞，電壓方程如式（8）所示。

各線圈自感和互感上的電勢(shì)相互抵消，如電阻損耗不變，僅需要非常低的外施電壓和電源功率進(jìn)行試驗(yàn)。

1.2 溫度傳感器和應(yīng)變片預(yù)埋方法

本文選用溫度傳感器和應(yīng)變片對(duì)測(cè)試點(diǎn)溫度和應(yīng)變進(jìn)行測(cè)量。為了預(yù)埋方便，溫度傳感器選用體積較小的PT100型熱電阻溫度傳感器，溫度測(cè)量范圍為-70～500℃，測(cè)量準(zhǔn)確度為0.1%。應(yīng)變片選用美國(guó)OMEGA公司生產(chǎn)的SGD-7/350-LY13型精密應(yīng)變片，應(yīng)變片的長(zhǎng)度為7 mm，測(cè)量最大值為50 000 με，偏差為±0.3%，使用溫度范圍為-70～200℃。

應(yīng)變片的厚度薄且金屬絲細(xì)，如果制作過程直接埋入試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭?，包封絕緣纏繞過程容易破壞應(yīng)變片。本研究首先將溫度傳感器和應(yīng)變片固定在厚度為0.18 mm的Nomex410型絕緣薄紙上，再埋入包封絕緣中。

厚度為0.18 mm的Nomex410型絕緣薄紙的拉伸強(qiáng)度為130 MPa，伸長(zhǎng)率為0.19%，估算彈性模量為0.7 GPa，而環(huán)氧玻璃絲彈性模量為14～45 GPa，說明Nomex比環(huán)氧玻璃絲更具有柔軟性，兩者粘接在一起不會(huì)對(duì)環(huán)氧玻璃絲絕緣產(chǎn)生大的熱應(yīng)力。

1.3 應(yīng)變計(jì)算方法

在沒有溫差的條件下，如果包封絕緣是自由的，則不會(huì)產(chǎn)生熱應(yīng)力。雖然不產(chǎn)生熱應(yīng)力，包封絕緣由于熱膨脹也會(huì)產(chǎn)生應(yīng)變。應(yīng)變必須已知，通過試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛻?yīng)變計(jì)算過程才能從總應(yīng)變中求出熱應(yīng)力產(chǎn)生的應(yīng)變，所以需要先制作一個(gè)包封絕緣模型，對(duì)包封絕緣熱膨脹產(chǎn)生的應(yīng)變進(jìn)行測(cè)量。

在試驗(yàn)溫度范圍內(nèi)取多個(gè)測(cè)量點(diǎn)，對(duì)包封絕緣模型的應(yīng)變特性進(jìn)行測(cè)量。在任一溫度Ti下，軸向應(yīng)變測(cè)量值為εz1,1(Ti)，周向應(yīng)變測(cè)量值為εθ1,1(Ti)，它們具有各自的初始偏量；設(shè)20℃條件下軸向應(yīng)變和周向應(yīng)變?yōu)?，得到包封絕緣模型的軸向應(yīng)變?chǔ)舲1,2(Ti)和周向應(yīng)變?chǔ)纽?,2(Ti)如式（9）～（10）所示。

通過數(shù)據(jù)擬合得到包封絕緣模型軸向應(yīng)變和周向應(yīng)變與溫度函數(shù)關(guān)系，如式（11）～（12）所示。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ烷L(zhǎng)期存放在室溫中，可以認(rèn)為在20℃時(shí)熱應(yīng)力產(chǎn)生的應(yīng)變?yōu)?。在降溫和通流過程，對(duì)每個(gè)測(cè)試點(diǎn)的溫度和應(yīng)變進(jìn)行測(cè)量，任一溫度Tj下測(cè)量的軸向應(yīng)變測(cè)量值為εz1,3(Tj)，周向應(yīng)變測(cè)量值為εθ1,3(Tj)，則在熱應(yīng)力作用下，在該溫度下包封絕緣軸向應(yīng)變?chǔ)舲1(Tj)和周向應(yīng)變?chǔ)纽?(Tj)計(jì)算方法如式（13）～（14）所示。

式（13）和式（14）得到正值代表熱應(yīng)力使絕緣拉伸，負(fù)值代表熱應(yīng)力使絕緣壓縮。

2 試驗(yàn)條件及試驗(yàn)方法

2.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱?/h3>

本文試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎?個(gè)包封，內(nèi)部采用4層線圈繞制，第1層與第3層正繞，第2層和第4層反繞。每層線圈3股并繞，電磁線選用膜包圓鋁導(dǎo)線，導(dǎo)線直徑為3.38 mm，絕緣結(jié)構(gòu)為兩層聚酰亞胺、1層聚酯和1層聚酯纖維非織布。包封絕緣選用環(huán)氧玻璃絲纖維，玻璃絲纖維比重為70%～75%，沿周向順玻璃絲纏繞。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ臀斜本╇娏υO(shè)備總廠加工，繞制和固化加工工藝同GKBK-20000/66型電抗器加工工藝一樣。試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹饕夹g(shù)參數(shù)如表1所示，同時(shí)滿足式（3）條件。

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹饕夹g(shù)參數(shù)Tab.1 Main technical parameters of test model

本研究的溫度傳感器和應(yīng)變片采用預(yù)埋方式，這種方式具有廣泛的適用性。試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭谱鬟^程中，在線圈和包封外絕緣間，距離底部分別為200 mm（下部）、500 mm（中部）和850 mm（上部）處預(yù)埋溫度傳感器、軸向應(yīng)變片和周向應(yīng)變片，實(shí)物如圖2所示。后續(xù)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，僅上部軸向應(yīng)變片損壞。

圖2 溫度傳感器與應(yīng)變片預(yù)埋方式Fig.2 Temperature sensor and strain gauge embedding method

為了求取自由膨脹包封絕緣的應(yīng)變，同時(shí)制作內(nèi)徑為910 mm、厚度為3 mm、與試驗(yàn)?zāi)Ｐ桶饨^緣材料一致的包封絕緣模型。固化后，在其外表面粘貼軸向和周向測(cè)量的應(yīng)變片，包封絕緣模型如圖3所示。

圖3 包封絕緣模型Fig.3 Insulation model of encapsulation

2.2 試驗(yàn)設(shè)備

試驗(yàn)設(shè)備構(gòu)成如圖4所示，包括通流供電系統(tǒng)、低溫艙及溫度與應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)3部分。

圖4 試驗(yàn)設(shè)備構(gòu)成Fig.4 Composition of test equipment

通流供電系統(tǒng)采用交流220 V供電，調(diào)壓器用于調(diào)節(jié)輸出電壓大小，變壓器用于降壓，電壓表和電流表測(cè)量輸出電壓和輸出電流。供電系統(tǒng)額定輸出電壓為50 V，額定電流為800 A，電流測(cè)量準(zhǔn)確度為1%。低溫艙尺寸為2 m×2 m×2.5 m，控制溫度范圍為-40～120℃，控制精度為±1℃。溫度和應(yīng)變測(cè)量系統(tǒng)選用靜態(tài)電阻應(yīng)變儀，溫度測(cè)量范圍為-70～500℃，準(zhǔn)確度為0.1%；應(yīng)變測(cè)量范圍為±20 000 με，準(zhǔn)確度為0.2%±2 με；采樣頻率為0.01～2 Hz，通過計(jì)算機(jī)顯示和存儲(chǔ)試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

2.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)分為降溫試驗(yàn)和通流試驗(yàn)，模擬電抗器投切過程溫度驟變。

（1）降溫試驗(yàn)

在寒冷地區(qū)環(huán)境溫度變化非常大，冬季最低溫度可以達(dá)到-40℃。試驗(yàn)溫度選擇-40、-30、-20、-10、0℃，共5個(gè)溫度點(diǎn)。將試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮谑覝叵路胖?4 h以上后再放入低溫艙內(nèi)，低溫艙按照設(shè)定溫度開始降溫，持續(xù)3 h達(dá)到熱穩(wěn)定。

（2）通流試驗(yàn)

降溫過程完成后，保持低溫艙溫度不變，對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯娏?，電流選擇200 A，持續(xù)3 h達(dá)到熱穩(wěn)定。

上述兩個(gè)試驗(yàn)過程中，按照10 s時(shí)間間隔，持續(xù)監(jiān)測(cè)并保存試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕细鳒y(cè)試點(diǎn)的溫度和應(yīng)變量。

3 結(jié)果與分析

3.1 應(yīng)變校驗(yàn)

3.1.1 包封絕緣模型應(yīng)變特性

將包封絕緣模型放置到低溫艙內(nèi)，溫度范圍為-40～120℃，間隔20℃，各溫度點(diǎn)下持續(xù)放置3 h后進(jìn)行軸向應(yīng)變和周向應(yīng)變測(cè)試，按照式（9）和式（10）計(jì)算應(yīng)變值，結(jié)果如圖5所示。從圖5可以看出，隨溫度升高，包封絕緣軸向應(yīng)變和周向應(yīng)變均逐漸增加。數(shù)值上軸向應(yīng)變大于周向應(yīng)變，存在各向異性特征。軸向應(yīng)變與溫度成線性關(guān)系，周向應(yīng)變與溫度為非線性關(guān)系。

圖5 包封絕緣模型應(yīng)變-溫度特性Fig.5 Strain-temperature characteristics of encapsulated insulation model

擬合圖5結(jié)果，得到包封絕緣應(yīng)變與溫度函數(shù)關(guān)系如式（15）～（16）所示。

以上兩式中溫度變量的系數(shù)為線膨脹系數(shù)，單位為10-6℃-1，常數(shù)項(xiàng)的單位為με。

常溫下玻璃絲和環(huán)氧樹脂的線膨脹系數(shù)如表2所示。從表2可以看出，玻璃絲的線膨脹系數(shù)遠(yuǎn)小于環(huán)氧樹脂的線膨脹系數(shù)[17]。

表2 玻璃絲和環(huán)氧樹脂絕緣的線膨脹系數(shù)Tab.2 Linear expansion coefficient of glass fiber and epoxy resin insulation

溫度高于0℃時(shí)，包封絕緣的軸向線膨脹系數(shù)為31.2×10-6℃-1，周向線膨脹系數(shù)為4.58×10-6℃-1，軸向線膨脹系數(shù)遠(yuǎn)大于周向線膨脹系數(shù)。包封絕緣的軸向線膨脹系數(shù)約為環(huán)氧樹脂的55%，周向線膨脹系數(shù)與無(wú)堿玻璃絲的線膨脹系數(shù)相差不大，說明玻璃絲受力有取向性。溫度低于0℃時(shí)，包封絕緣軸向線膨脹系數(shù)與常溫時(shí)保持不變，周向線膨脹系數(shù)增加到14.8×10-6℃-1，，收縮時(shí)玻璃絲的取向減弱。

3.1.2 對(duì)比試驗(yàn)

為了驗(yàn)證預(yù)埋應(yīng)變片測(cè)量的有效性，在試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯獗砻嬲迟N溫度傳感器、軸向和周向應(yīng)變片，實(shí)物如圖6所示，在室溫下對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯?00 A開展對(duì)比試驗(yàn)。按照式（13）和式（14）計(jì)算應(yīng)變值，結(jié)果如圖7所示。從圖7可以看出，軸向應(yīng)變?yōu)樨?fù)值，隨溫度成線性下降；周向應(yīng)變?yōu)檎?，隨溫度成線性上升；周向應(yīng)變大于軸向應(yīng)變。應(yīng)變由包封絕緣和線圈線膨脹系數(shù)決定，線圈主要為鋁合金材料，其線膨脹系數(shù)為23×10-6℃-1，包封絕緣周向線膨脹系數(shù)小于線圈線膨脹系數(shù)，應(yīng)變?yōu)檎担话饨^緣軸向線膨脹系數(shù)大于線圈線膨脹系數(shù)，應(yīng)變?yōu)樨?fù)值。試驗(yàn)結(jié)果與理論結(jié)果相一致。預(yù)埋的應(yīng)變片與外側(cè)新粘貼應(yīng)變片測(cè)量的應(yīng)變隨溫度變化規(guī)律一致，證明預(yù)埋應(yīng)變片測(cè)量結(jié)果可信。應(yīng)變測(cè)量結(jié)果具有較小分散性，這是因?yàn)樵囼?yàn)?zāi)Ｐ筒捎檬止だ@制且不同位置存在一些結(jié)構(gòu)差異。

圖6 試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯獗砻嬲迟N應(yīng)變片和溫度傳感器Fig.6 Strain sensor and temperature sensor pasted on the outer surface of test model

圖7 對(duì)比試驗(yàn)結(jié)果Fig.7 Contrastive test results

3.2 應(yīng)變?cè)囼?yàn)結(jié)果

3.2.1 降溫和通流過程溫度變化

以試驗(yàn)溫度為-40℃為例，降溫及通流過程各測(cè)試點(diǎn)溫度變化如圖8所示。從圖8可以看出，低溫倉(cāng)的降溫速度接近2℃/min，降溫過程各測(cè)試點(diǎn)溫度緩慢下降，變化率先增大后減小，進(jìn)入穩(wěn)態(tài)需要2～3 h。降溫完成后通流200 A，各測(cè)試點(diǎn)溫度緩慢上升，變化率逐漸減小，進(jìn)入穩(wěn)態(tài)需要2 h左右，溫升接近50 K。由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛢H有單個(gè)包封且在低溫倉(cāng)上部、中部和下部的溫升差異較小，溫度特性滿足熱力學(xué)規(guī)律，與工程實(shí)踐升溫過程也一致，在此不再贅述。

圖8 降溫與通流過程溫度變化Fig.8 Temperature change during cooling and applying current

3.2.2 降溫試驗(yàn)應(yīng)變結(jié)果

不同艙溫下，降溫試驗(yàn)周向和軸向應(yīng)變與溫度的關(guān)系如圖9所示。從圖9可以看出，周向應(yīng)變和軸向應(yīng)變隨溫度降低變化規(guī)律存在較大差異。不同艙溫下任一周向應(yīng)變均為負(fù)值。周向應(yīng)變隨溫度降低逐漸下降，同一艙溫下的下降速度逐漸變緩，不同艙溫下隨溫度降幅增加周向應(yīng)變數(shù)值明顯增大。這一規(guī)律與包封絕緣周向線膨脹系數(shù)小于線圈線膨脹系數(shù)相對(duì)應(yīng)，也與應(yīng)變和溫度變化速度正相關(guān)相對(duì)應(yīng)。艙溫較高時(shí)軸向應(yīng)變?yōu)檎担S溫度降低逐漸轉(zhuǎn)變成負(fù)值，軸向應(yīng)變變化規(guī)律從隨溫度降低逐漸上升轉(zhuǎn)化為逐漸下降。包封絕緣軸向線膨脹系數(shù)大于線圈線膨脹系數(shù)，降溫過程中軸向應(yīng)變應(yīng)該為正值，并且隨溫度降低應(yīng)變逐漸上升，但是隨艙溫降低，軸向應(yīng)變極性和變化規(guī)律發(fā)生改變，原因是周向應(yīng)變影響了軸向應(yīng)變：周向應(yīng)變大于軸向應(yīng)變，周向壓縮力造成絕緣軸向拉伸，降溫過程絕緣軸向收縮量小于線圈的軸向收縮量，應(yīng)變轉(zhuǎn)化成負(fù)極性。

圖9 降溫過程應(yīng)變-溫度特性Fig.9 Strain-temperature characteristics of cooling process

降溫過程軸向應(yīng)變和周向應(yīng)變多次出現(xiàn)負(fù)跳變，中部軸向應(yīng)變和上部周向應(yīng)變最明顯。負(fù)跳變不符合熱力學(xué)基本定律，可能包封絕緣由于壓縮力出現(xiàn)收縮微裂紋，應(yīng)變最大數(shù)值接近300 με。

3.2.3 通流試驗(yàn)應(yīng)變結(jié)果

每次降溫試驗(yàn)完成后繼續(xù)進(jìn)行通流試驗(yàn)，通流過程應(yīng)變與溫度關(guān)系如圖10所示。從圖10可以看出，在通流過程中，周向應(yīng)變隨溫度升高成線性規(guī)律上升。周向應(yīng)變上升梯度基本一致，如去除降溫過程負(fù)跳變產(chǎn)生的分散性，它們的大小也基本一致。軸向應(yīng)變隨溫度升高逐漸下降，每次試驗(yàn)隨艙溫升高伴隨著周向應(yīng)變影響引起的軸向拉伸逐漸變小，所以艙溫越低軸向應(yīng)變下降速度越緩。通流過程，周向應(yīng)變及軸向應(yīng)變均沒有發(fā)生跳變。同時(shí)發(fā)現(xiàn)，降溫過程出現(xiàn)的負(fù)跳變不能得到恢復(fù)。

圖10 通流過程應(yīng)變-溫度特性Fig.10 Strain-temperature characteristics during applying current

4 應(yīng)力破壞性分析

工程上對(duì)復(fù)合絕緣材料強(qiáng)度判定理論包括最大應(yīng)力理論、最大應(yīng)變理論、Hill-蔡（SWTsai）強(qiáng)度理論和蔡-吳（EMWu）張量理論等，其中最大應(yīng)力理論最為常用[17]。

按照熱力學(xué)基本規(guī)律，軸向應(yīng)力σz1和周向應(yīng)力σθ1與應(yīng)變的關(guān)系如式（17）所示。

環(huán)氧玻璃絲復(fù)合材料順玻璃絲方向（周向）及垂直玻璃絲方向（軸向）的彈性模量、泊松比、拉伸強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度特性如表3所示[18-19]。從表3可以看出，周向的單向復(fù)合絕緣材料有“抗拉不抗壓”特性，軸向的單向復(fù)合絕緣有“抗壓不抗拉”特性。

表3 環(huán)氧玻璃絲的材料特性Tab.3 Properties of epoxy glass fiber material

去除負(fù)跳變對(duì)最大應(yīng)變值統(tǒng)計(jì)的影響，將多個(gè)測(cè)試點(diǎn)的最大應(yīng)變值取算術(shù)平均，按照式（17）計(jì)算熱應(yīng)力，結(jié)果如表4所示，其中正值代表拉伸力，負(fù)值代表壓縮力。

對(duì)比表4和表3發(fā)現(xiàn)，僅降溫過程周向應(yīng)力數(shù)值超出了周向方向的抗壓強(qiáng)度42 MPa，其他值均遠(yuǎn)小于材料的拉伸強(qiáng)度或抗壓強(qiáng)度。降溫過程壓縮力是造成絕緣開裂的原因，應(yīng)變負(fù)跳變是這一結(jié)果的試驗(yàn)表象。

5 結(jié) 論

（1）本文探索了干式空心電抗器應(yīng)變測(cè)試用試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷闹谱鞣椒?、?yīng)變片預(yù)埋方法和應(yīng)變計(jì)算方法，通過試驗(yàn)驗(yàn)證了方法的可行性。

（2）實(shí)測(cè)了低溫環(huán)境下降溫和通流過程包封絕緣周向應(yīng)變和軸向應(yīng)變溫度特性，發(fā)現(xiàn)降溫過程出現(xiàn)收縮微裂紋，并通過熱應(yīng)力計(jì)算進(jìn)行驗(yàn)證。包封絕緣周向線膨脹系數(shù)遠(yuǎn)小于線圈線膨脹系數(shù)以及周向抗壓強(qiáng)度低是造成開裂的原因。增大包封絕緣周向線膨脹系數(shù)及提高抗壓強(qiáng)度是減少開裂的重要措施。