郭耀棟，趙一楓，胡 冉，陸代強(qiáng)，劉 剛

（華南理工大學(xué)電力學(xué)院，廣州 510640）

0 引言

配電網(wǎng)電纜接頭是電纜線路的薄弱環(huán)節(jié)，對(duì)其故障進(jìn)行研究是保證線路安全運(yùn)行的關(guān)鍵。尤其是在重載線路中，電纜接頭更易發(fā)生過熱、放電擊穿現(xiàn)象，最終可能會(huì)引發(fā)火災(zāi)、爆炸等電力事故[1-4]。

配電網(wǎng)電纜接頭在安裝施工過程中易造成硅橡膠（SiR）-交聯(lián)聚乙烯（XLPE）交界面（以下簡(jiǎn)稱絕緣界面）處形成缺陷（引入雜質(zhì)、受潮、氣隙和破損等），導(dǎo)致電場(chǎng)集中等問題[5-7]。據(jù)統(tǒng)計(jì)表明，電纜接頭故障約占線路總故障的70%，大部分的電纜接頭故障始于絕緣界面的樹枝放電[8]，而絕緣界面的應(yīng)力對(duì)絕緣材料的樹枝放電和擊穿電壓都有重要影響[9]。

絕緣界面的應(yīng)力由電應(yīng)力、熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力疊加而成。由于電纜接頭內(nèi)部應(yīng)力錐制作技術(shù)日益成熟，絕緣界面的電場(chǎng)得到極大改善，故可忽略電纜接頭運(yùn)行過程中產(chǎn)生的電應(yīng)力[10]。機(jī)械應(yīng)力是由接頭預(yù)制件初始設(shè)置的定伸強(qiáng)度和過盈率決定的[11-12]，故在接頭運(yùn)行過程中，絕緣界面的應(yīng)力變化主要由接頭溫度升高導(dǎo)致的熱應(yīng)力決定。關(guān)于絕緣界面溫度和熱應(yīng)力的研究，文獻(xiàn)[13-18]通過有限元仿真計(jì)算電磁-熱-應(yīng)力多場(chǎng)耦合下絕緣界面溫度場(chǎng)和熱應(yīng)力以及界面開裂規(guī)律。針對(duì)絕緣界面擊穿的研究，文獻(xiàn)[19]對(duì)不同老化程度的絕緣界面進(jìn)行擊穿實(shí)驗(yàn)，探究老化后材料屬性變化對(duì)局部放電的影響情況；文獻(xiàn)[20]通過界面壓力可調(diào)的電痕破壞實(shí)驗(yàn)，得到界面壓力越大、絕緣界面放電面積越小、界面碳化深度越大的結(jié)論。由此可見，已有大量學(xué)者單獨(dú)針對(duì)接頭內(nèi)溫度分布和絕緣界面擊穿進(jìn)行研究，但接頭故障往往是接頭熱效應(yīng)與絕緣界面擊穿共同作用導(dǎo)致的。配電網(wǎng)輸電線路負(fù)荷狀態(tài)不僅從熱效應(yīng)角度對(duì)電纜接頭故障造成影響，還通過熱應(yīng)力間接影響絕緣界面的擊穿，進(jìn)而對(duì)絕緣材料進(jìn)行短時(shí)間劣化，使絕緣失效造成故障。因此，需要開展電磁-熱-應(yīng)力的配電網(wǎng)電纜接頭SiR-XLPE絕緣界面擊穿研究。

針對(duì)實(shí)際接頭故障問題，本文確定的研究思路如下：通過構(gòu)建電磁-熱-應(yīng)力多場(chǎng)耦合的電纜接頭仿真模型，建立配電網(wǎng)電纜不同穩(wěn)態(tài)負(fù)荷狀態(tài)下絕緣界面溫度分布及其與絕緣界面壓力的聯(lián)系；開展電纜接頭絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)，探究界面壓力對(duì)絕緣界面電壓擊穿特性的影響；結(jié)合仿真與實(shí)驗(yàn)的結(jié)果，為實(shí)際線路運(yùn)維過程中降低電纜接頭故障提供不同的負(fù)荷調(diào)控策略。

1 接頭結(jié)構(gòu)與物理場(chǎng)控制方程

1.1 配電網(wǎng)電纜中間接頭結(jié)構(gòu)

配電網(wǎng)電纜中間接頭在線路中起到接續(xù)和交叉互聯(lián)接地的作用，是線路中的重要環(huán)節(jié)。電纜中間接頭結(jié)構(gòu)見圖1，組成部分主要包括應(yīng)力錐、高壓屏蔽管、硅橡膠和主絕緣。以某廠家生產(chǎn)的10 kV冷縮式電纜中間接頭為樣本，建立電纜中間接頭有限元仿真模型，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 10 kV冷縮式電纜中間接頭結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structural parameters of intermediate joints for 10 kV cold shrink cables

圖1 配電網(wǎng)電纜中間接頭軸向剖面圖Fig.1 Axial profile of cable intermediate joint in distribution network

1.2 各物理場(chǎng)的控制方程

本文采用電磁熱源，并設(shè)置導(dǎo)體電導(dǎo)率為溫度的函數(shù)，建立導(dǎo)體電導(dǎo)率的溫度依賴性。銅導(dǎo)體的電導(dǎo)率σ與導(dǎo)體工作溫度Te的函數(shù)為：

式中：Tref為導(dǎo)體初始參考溫度，K；ρref為導(dǎo)體在初始溫度下的參考電阻率，Ω·m；αCu為銅導(dǎo)體電阻率溫度系數(shù)。

電磁場(chǎng)控制方程為：

式中：?為算子；H為磁場(chǎng)強(qiáng)度；J為電流密度矢量；Je為外部電流注入密度矢量；B 為磁感應(yīng)強(qiáng)度；A 為矢量磁勢(shì)；E為電場(chǎng)強(qiáng)度矢量；v為電勢(shì)值；t為時(shí)間。

溫度場(chǎng)控制方程為：

式中：ρ為材料密度；Cp為常壓熱容；Tw為溫度場(chǎng)節(jié)點(diǎn)溫度；u為位移；k為導(dǎo)熱系數(shù)；Q為熱源。

應(yīng)力場(chǎng)控制方程為：

式中：s表示應(yīng)力張量的大??；so為應(yīng)力張量初始值；Fv為體積力；ε為應(yīng)變張量的大??；ε0為應(yīng)變張量初始值；εth為熱膨脹導(dǎo)致的應(yīng)變張量大小；Es為楊氏模量；vs為泊松比；αs為熱膨脹系數(shù)；Ts為應(yīng)變溫度。

2 接頭絕緣界面熱應(yīng)力的仿真計(jì)算

2.1 有限元仿真模型構(gòu)建

2.1.1 建模假設(shè)

電纜接頭的電-熱耦合作用直接影響電纜的產(chǎn)熱和散熱，進(jìn)而影響電纜絕緣界面熱應(yīng)力，因此構(gòu)建的模型中需要同時(shí)考慮電磁場(chǎng)、溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)。為了減少模型計(jì)算量，建模時(shí)進(jìn)行了簡(jiǎn)化[10]：

（1）電纜本體和接頭主體主要組成部分為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，且接頭接地柱等少量非對(duì)稱結(jié)構(gòu)對(duì)電纜導(dǎo)體溫度影響很小，模型簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱。

（2）相對(duì)于導(dǎo)體損耗，絕緣層的介質(zhì)損耗可忽略不計(jì)；實(shí)驗(yàn)回路中鋁護(hù)套單端接地，忽略護(hù)套損耗。

（3）電纜的工頻電磁場(chǎng)按穩(wěn)態(tài)場(chǎng)處理，控制方程中不含時(shí)間項(xiàng)，忽略位移電流的影響，忽略鐵磁材料的磁滯效應(yīng)并設(shè)為各向同性的媒質(zhì)，導(dǎo)體的電導(dǎo)率σ是隨溫度變化的量。

2.1.2 參數(shù)設(shè)置與網(wǎng)格剖分

本文運(yùn)用COMSOL Multiphysics 有限元仿真軟件對(duì)配網(wǎng)中間接頭進(jìn)行了建模，其主要結(jié)構(gòu)的材料參數(shù)如表2所示。

表2 電纜接頭主要結(jié)構(gòu)材料參數(shù)Tab.2 Main structural material parameters of cable joints

以正三角形為參考基準(zhǔn)，使用COMSOL Multiphysics中的網(wǎng)格自動(dòng)劃分功能，通過物理場(chǎng)控制網(wǎng)格，對(duì)電纜中間接頭模型進(jìn)行有限元網(wǎng)格剖分。以網(wǎng)格劃分中極細(xì)化劃分為標(biāo)準(zhǔn)，對(duì)比不同網(wǎng)格劃分下的仿真計(jì)算誤差。其中，超細(xì)化網(wǎng)格劃分計(jì)算誤差為0.22%，較細(xì)化網(wǎng)格劃分計(jì)算誤差為0.56%，細(xì)化網(wǎng)格劃分計(jì)算誤差為1.12%。為了提高計(jì)算精度與減少計(jì)算量，網(wǎng)格單元大小設(shè)置為較細(xì)化。電纜中間接頭有限元網(wǎng)格劃分三維示意圖如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格剖分示意圖Fig.2 Schematic diagram of mesh refine

2.1.3 邊界條件

為提高電纜溫度場(chǎng)分布的計(jì)算效率，需要將電纜的開域場(chǎng)轉(zhuǎn)變?yōu)殚]域場(chǎng)，即設(shè)置邊界條件進(jìn)行約束。電纜傳熱問題的邊界條件可歸結(jié)為三類：第一類為已知邊界溫度；第二類為已知邊界法向熱流密度；第三類為對(duì)流邊界條件，即已知表面對(duì)流換熱系數(shù)和環(huán)境溫度。三類邊界條件的控制方程分別如式（12）—（14）：

式中：Γ1、Γ2、Γ3分別為三類邊界條件的積分邊界；λ為土壤的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；q為熱流密度，W/m2；T為邊界溫度；x、y為二維模型中的x方向和y方向；n為邊界對(duì)應(yīng)的法向方向；Tf為第三類邊界對(duì)應(yīng)的流體溫度；αh為表層土壤與空氣的對(duì)流換熱系數(shù)。

本文研究的電纜接頭直接暴露在空氣中，屬于第三類邊界。電纜接頭多敷設(shè)于電纜溝或隧道內(nèi)，其周圍空氣流速小于0.15 m/s，屬于自然對(duì)流，其自然對(duì)流換熱系數(shù)為7.5 W/（m·K），環(huán)境溫度為20 ℃，接頭兩端設(shè)為絕熱與磁絕緣，電纜接頭絕緣界面的初始面壓為0.25 MPa[18]，接頭表面設(shè)置為自由，即沒有任何位移和外力。

2.2 電磁-熱-應(yīng)力耦合仿真實(shí)驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)上述建模與參數(shù)設(shè)置對(duì)電纜接頭進(jìn)行熱應(yīng)力仿真計(jì)算，當(dāng)電纜負(fù)荷為穩(wěn)態(tài)載流量時(shí)，即導(dǎo)體溫度達(dá)到90 ℃時(shí)，1/4 電纜接頭二維溫度場(chǎng)分布如圖3 所示，絕緣界面溫度畸變導(dǎo)致界面熱應(yīng)力變化，以仿真模型左邊應(yīng)力錐為零點(diǎn)，電纜接頭的高壓屏蔽管方向?yàn)閤 軸的正半軸，繪制絕緣界面熱應(yīng)力變化分布（如圖4 所示），界面應(yīng)力分布呈“澡盆”形狀，根據(jù)實(shí)際接頭故障解剖分析可知，引發(fā)接頭絕緣界面擊穿故障多發(fā)生于應(yīng)力錐與高壓屏蔽管之間的絕緣界面段，即“澡盆”的底部[3-18]。故本文研究的界面熱應(yīng)力為圖3與圖4所示的界面擊穿頻發(fā)處熱應(yīng)力。分析圖4 可知，當(dāng)導(dǎo)體溫度為90 ℃時(shí)，絕緣界面應(yīng)力變化基本為0.30 MPa，即絕緣界面總應(yīng)力值為0.55 MPa。

圖3 中間接頭二維溫度場(chǎng)分布Fig.3 Temperature field distribution of intermediate joint

圖4 絕緣界面應(yīng)力變化分布Fig.4 Distribution of stress variation at insulated interface

通過改變仿真模型的導(dǎo)體負(fù)荷電流，使導(dǎo)體溫度從90 ℃遞降，分別記錄不同溫度場(chǎng)對(duì)應(yīng)的絕緣界面熱應(yīng)力變化值，各電纜導(dǎo)體穩(wěn)態(tài)溫度下對(duì)應(yīng)的絕緣界面總熱應(yīng)力值如表3所示。

表3 不同導(dǎo)體溫度下絕緣界面的熱應(yīng)力Tab.3 Thermal stress of insulated interface at different conductor temperatures

由仿真結(jié)果可知，當(dāng)電纜接頭達(dá)到某一穩(wěn)態(tài)負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，由應(yīng)力錐至高壓屏蔽管之間的絕緣界面應(yīng)力分布呈“澡盆”曲線，靠近應(yīng)力錐與高壓屏蔽管附近的界面應(yīng)力較大，其余大部分部位應(yīng)力較小且基本一致，本文研究絕緣界面大部分部位的界面應(yīng)力對(duì)絕緣界面起始擊穿電壓的影響。根據(jù)表3 可知，絕緣界面應(yīng)力隨電纜導(dǎo)體負(fù)荷電流的增大而增大，當(dāng)電纜導(dǎo)體負(fù)荷電流為548 A，即電纜導(dǎo)體溫度維持額定穩(wěn)態(tài)工作溫度90 ℃時(shí)，絕緣界面最高熱應(yīng)力可達(dá)0.55 MPa，為初始面壓的2 倍以上。溫度和熱應(yīng)力將加速絕緣界面材料的熱老化與開裂，同時(shí)影響絕緣界面的電壓擊穿特性，造成絕緣材料電熱聯(lián)合老化[19]。

3 SiR-XLPE絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)

3.1 絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)

在上述絕緣界面熱應(yīng)力研究的基礎(chǔ)上，開展絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)，探究絕緣界面處的應(yīng)力-電壓擊穿特性。以電纜內(nèi)部形態(tài)結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，設(shè)計(jì)可改變界面壓強(qiáng)的絕緣界面電壓擊穿試樣，并搭建電壓擊穿實(shí)驗(yàn)平臺(tái)。

3.1.1 試樣準(zhǔn)備

試樣模型如圖5 所示，模擬實(shí)際電纜接頭應(yīng)力錐與高壓屏蔽管間絕緣界面的結(jié)構(gòu)，既體現(xiàn)了多層復(fù)合介質(zhì)界面的結(jié)構(gòu)，又便于加壓實(shí)驗(yàn)。模型中由上到下的結(jié)構(gòu)分別為：有機(jī)玻璃上蓋板、小塊有機(jī)玻璃壓板、硅橡膠切片、金屬電極、XLPE絕緣切片、有機(jī)玻璃下蓋板。為了模擬電纜接頭絕緣界面中缺陷處畸變的電場(chǎng)場(chǎng)強(qiáng)[10-19]，將兩個(gè)電極頭部設(shè)計(jì)為半圓形尖端，尖端間距2 cm，兩個(gè)電極夾在硅橡膠與XLPE絕緣切片之間，制成絕緣界面試樣，通過改變6個(gè)彈簧的形變量改變界面間壓力[20-23]。同時(shí)，本實(shí)驗(yàn)為了使兩個(gè)電極間的絕緣界面所受壓力均勻，在兩電極之間對(duì)應(yīng)的硅橡膠上方增加小塊剛性有機(jī)玻璃壓板，且小塊剛性有機(jī)玻璃壓板處于整個(gè)試樣的幾何中心，使6 個(gè)彈簧對(duì)有機(jī)玻璃的壓力全部通過小塊有機(jī)玻璃壓板均勻施加至極間絕緣界面。有機(jī)玻璃下蓋板的面積為200 mm×120 mm，小塊有機(jī)玻璃蓋板的面積為48 mm×48 mm，硅橡膠與XLPE絕緣切片均為1 mm厚。

圖5 試樣模型圖Fig.5 Sample model diagram

為了研究絕緣界面在不同壓力下的電壓擊穿特性，本文借用鋼制彈簧的形變量和彈簧系數(shù)來表征絕緣界面處所受的壓力大小，彈簧系數(shù)可由式（15）計(jì)算，改變彈簧的形變量，運(yùn)用式（16）胡克定律即可計(jì)算不同彈簧形變量下的壓力大小，再通過測(cè)量試樣的受力面積，通過式（17）即可求得絕緣界面的界面壓強(qiáng)大小。

式中：K為彈簧系數(shù)；G為彈簧線材的彈性模量；d為彈簧線徑；D 為彈簧中徑；Nc為彈簧有效圈數(shù)；F 為彈簧彈力；X為彈簧形變量；S為作用面積；P為作用壓強(qiáng)。

本文所用的彈簧參數(shù)如表4所示。

表4 彈簧參數(shù)Tab.4 Spring parameters

結(jié)合不同線路負(fù)荷下的界面熱應(yīng)力仿真計(jì)算結(jié)果，根據(jù)式（15）—（17）可計(jì)算出不同負(fù)荷狀態(tài)下的試樣彈簧形變量，如表5所示，其中界面的初始?jí)毫?.25 MPa。

表5 不同界面壓力下的試樣彈簧形變量Tab.5 Spring deformation quantity of the sample under different interface pressure

3.1.2 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)搭建

根據(jù)上述理論分析與試樣的制備，搭建絕緣界面受壓下的電壓擊穿實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，對(duì)兩個(gè)電極施加電壓，記錄不同壓強(qiáng)下的絕緣界面起始擊穿電壓，研究絕緣界面電壓擊穿特性。實(shí)驗(yàn)的主要設(shè)備包括高壓變壓器（HVT）、保護(hù)阻抗、電容器、采樣電阻和示波器等。實(shí)驗(yàn)電路與搭建實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖6 所示。示波器采樣頻率設(shè)置為1 GS/s（采樣時(shí)間1ns）。

圖6 實(shí)驗(yàn)電路及實(shí)驗(yàn)平臺(tái)示意圖Fig.6 Schematic diagram of experimental circuit and experimental platform

搭建整個(gè)絕緣界面電壓擊穿電路，在接電之前檢查各處接地情況與線路連接情況后調(diào)壓器接電，調(diào)節(jié)操作盤勻速升壓，當(dāng)聽到試樣發(fā)出強(qiáng)烈的電暈聲時(shí)減緩升壓速度，此時(shí)試樣的絕緣界面產(chǎn)生間歇性擊穿，當(dāng)界面電極間出現(xiàn)持續(xù)明亮白光放電通道時(shí)，即發(fā)生絕緣界面擊穿。至絕緣界面擊穿后，迅速將操作盤回旋至零值并按下停止按鈕，對(duì)現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行放電操作，通過示波器記錄起始擊穿電壓。

3.2 絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)結(jié)果

根據(jù)仿真中所得不同導(dǎo)體溫度對(duì)應(yīng)的熱應(yīng)力，計(jì)算不同熱應(yīng)力所需彈簧形變量，通過改變彈簧形變量即可設(shè)計(jì)不同界面壓強(qiáng)下的絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)，不同負(fù)荷狀態(tài)下的每個(gè)彈簧形變量見表5。本文根據(jù)不同負(fù)荷狀態(tài)設(shè)計(jì)了8 個(gè)不同界面壓強(qiáng)下的絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)，每個(gè)界面壓強(qiáng)進(jìn)行3組電壓擊穿實(shí)驗(yàn)，并記錄絕緣界面起始擊穿電壓，根據(jù)3 組實(shí)驗(yàn)的絕緣界面起始擊穿電壓平均值，確定該界面壓力下的絕緣界面起始擊穿電壓。

當(dāng)界面壓力為0.25 MPa 時(shí)，根據(jù)示波器觸發(fā)信號(hào)獲得3組絕緣界面起始擊穿電壓波形及其起始擊穿電壓值（如圖7所示）。本實(shí)驗(yàn)選擇記錄起始擊穿電壓而非完全擊穿時(shí)電壓，可以有效避免擊穿過程中碳化界面絕緣材料的隨機(jī)性導(dǎo)致電場(chǎng)畸變的隨機(jī)性，影響整個(gè)絕緣完全擊穿的進(jìn)度，進(jìn)而影響絕緣完全擊穿時(shí)的極間電壓。

圖7 0.25 MPa界面壓力下起始擊穿電壓波形Fig.7 Initial breakdown voltage waveform at 0.25 MPa interface pressure

根據(jù)圖7 中3 組0.25 MPa 界面壓力的絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理結(jié)果可知，當(dāng)界面壓力為0.25 MPa 時(shí)，絕緣界面起始擊穿電壓的平均值為20.20 kV。同理對(duì)表5 中其他界面壓力下的絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到不同界面壓力下的絕緣界面起始擊穿電壓（如表6所示）。

表6 不同界面壓力下絕緣界面起始擊穿電壓Tab.6 Initial discharge breakdown voltage of insulation interface under different interface pressures

將不同界面壓力與起始擊穿電壓的關(guān)系進(jìn)行二次多項(xiàng)式擬合，得到如圖8所示的擬合曲線。

圖8 不同界面壓強(qiáng)下的起始擊穿電壓二次多項(xiàng)式擬合曲線Fig.8 Quadratic polynomial fitting curve of initial breakdown voltage at different interface pressures

根據(jù)圖8 中的擬合曲線可知，絕緣界面起始擊穿電壓隨著界面壓強(qiáng)的增大逐漸增大，且隨著界面壓強(qiáng)的增大，絕緣界面起始擊穿電壓的增長(zhǎng)速率逐漸增大，起始擊穿電壓在低界面壓力下趨向平緩不變。在初始界面壓強(qiáng)0.25 MPa下，絕緣界面的起始擊穿電壓為20.20 kV，當(dāng)絕緣界面壓強(qiáng)為0.55 MPa時(shí)，絕緣界面的起始擊穿電壓為25.01 kV，相比于初始面壓下起始擊穿電壓增加了24.75%左右。

絕緣界面試樣在制備過程中，會(huì)因?yàn)槿藶橐蛩貙?dǎo)致界面不平整，當(dāng)界面壓強(qiáng)較低時(shí)，這種不平整性更加突出，在不平整處會(huì)存在一定的微小空腔，空腔中空氣的介電常數(shù)遠(yuǎn)低于絕緣界面的介電常數(shù)，當(dāng)兩端電極加以高壓時(shí)，會(huì)在空腔處產(chǎn)生電場(chǎng)畸變，并產(chǎn)生局部放電，加速絕緣擊穿。當(dāng)界面壓強(qiáng)較大時(shí)，絕緣界面相互擠壓使得微小空腔數(shù)量變少，界面相對(duì)較為平整，電場(chǎng)較為均勻，界面不易產(chǎn)生電壓擊穿，故起始擊穿電壓變高[22]。因此，運(yùn)行電纜導(dǎo)體穩(wěn)態(tài)溫度越高，導(dǎo)致電纜內(nèi)部界面壓強(qiáng)越大，缺陷處界面空腔縮小不易形成放電，界面起始擊穿電壓越高，絕緣性能越好。

3.3 結(jié)果分析

從上述分析可知，絕緣界面起始擊穿電壓隨著界面壓強(qiáng)的增大逐漸增大。然而，在界面壓強(qiáng)高于0.40 MPa 后，隨界面壓強(qiáng)的升高絕緣界面的起始擊穿電壓上升尤其明顯，界面壓強(qiáng)處于0.25～0.40 MPa時(shí)，絕緣界面起始擊穿電壓變化不明顯。結(jié)合該接頭穩(wěn)定負(fù)荷條件下仿真結(jié)果分析可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)電纜接頭線路負(fù)荷電流較低時(shí)，絕緣界面壓強(qiáng)也相對(duì)較低，故接頭內(nèi)部絕緣界面的起始擊穿電壓較低，絕緣界面擊穿較易發(fā)生。因此，配電網(wǎng)線路中負(fù)荷狀態(tài)不僅對(duì)電纜接頭絕緣的熱老化過程造成影響，而且對(duì)其絕緣界面擊穿的形成起到重要作用。

配電網(wǎng)電纜接頭在運(yùn)行過程中，電纜接頭的溫度會(huì)不斷對(duì)絕緣材料進(jìn)行熱老化，這個(gè)過程是緩慢且漫長(zhǎng)的，溫度越高熱老化速度越快。從微觀角度來看，溫度升高加快了電子撞擊絕緣材料大分子鏈的速率，促使分子鏈斷裂，加快了熱氧反應(yīng)，使得絕緣材料加速劣化。另一方面，絕緣界面擊穿會(huì)在短時(shí)間內(nèi)釋放大量熱量和大量電子，這些帶有高能量的電子在高電場(chǎng)的加速下會(huì)迅速撞擊并破壞絕緣材料的分子鏈，使得絕緣材料在短時(shí)間內(nèi)劣化，且釋放的高熱量使絕緣有機(jī)大分子材料迅速氧化成炭黑。由于配電網(wǎng)繼電保護(hù)設(shè)置相對(duì)寬松，長(zhǎng)時(shí)間的大電流整定使得絕緣界面反復(fù)發(fā)生界面擊穿，而絕緣界面完全擊穿前的界面擊穿對(duì)絕緣材料的劣化是迅速且嚴(yán)重的，故引發(fā)電纜接頭的重大事故。

在實(shí)際線路運(yùn)維過程中，對(duì)于不同電纜接頭狀態(tài)配網(wǎng)線路可針對(duì)性地采用不同的運(yùn)維策略。對(duì)于已知帶缺電纜接頭運(yùn)行的配網(wǎng)線路，可適當(dāng)提高電纜負(fù)荷，促使絕緣界面熱應(yīng)力增大，提高絕緣界面起始擊穿電壓，不僅達(dá)到增容作用，還可降低發(fā)生絕緣界面擊穿的概率，提高線路運(yùn)行的可靠性。

4 結(jié)束語

本文通過分析配電網(wǎng)電纜接頭在不同負(fù)荷狀態(tài)時(shí)內(nèi)部絕緣界面的電壓擊穿特性，建立了電纜接頭電磁-熱-應(yīng)力多場(chǎng)耦合的界面熱應(yīng)力的仿真計(jì)算模型，進(jìn)行了對(duì)應(yīng)的絕緣界面電壓擊穿實(shí)驗(yàn)，主要得出以下結(jié)論：在實(shí)際線路運(yùn)維過程中，可以適當(dāng)提高電纜負(fù)荷，促使絕緣界面熱應(yīng)力增大，提高絕緣界面起始擊穿電壓。但提高負(fù)荷產(chǎn)生的熱效應(yīng)也會(huì)導(dǎo)致線路過熱引發(fā)事故，故實(shí)際線路負(fù)荷的調(diào)控要根據(jù)線路的運(yùn)行狀況而定，尋找降低電纜導(dǎo)體熱效應(yīng)與抑制絕緣界面擊穿的負(fù)荷狀態(tài)最佳點(diǎn)。