范在乾， 咸日常， 冷學(xué)冰， 邢雅雯， 魏 凱

（1.山東理工大學(xué) 電氣與電子工程工學(xué)院，山東 淄博 255049；2.山東七星電氣科技發(fā)展有限公司，山東 淄博 255000）

0 引 言

隨著城市化進(jìn)程加快，我國(guó)城市配電網(wǎng)中的架空線路正逐步被電力電纜線路替換，不僅減少了對(duì)城市美觀的影響和土地資源的使用，而且電纜線路運(yùn)行狀態(tài)很少受外部環(huán)境因素的影響，減少了頻繁維護(hù)，節(jié)約了大量的人力物力[1-2]，并且供電可靠性得到提高。但實(shí)際運(yùn)行現(xiàn)狀表明，電纜供電線路運(yùn)行故障仍有發(fā)生，而電力電纜終端作為電纜與架空線路、電纜與電氣設(shè)備連接的關(guān)鍵附件，由于需要在現(xiàn)場(chǎng)安裝制作，受工藝和環(huán)境條件的影響較大，相對(duì)于電纜本體，電纜附件發(fā)生故障的概率更高，約為70%[3-4]，其運(yùn)行可靠性直接影響電纜線路的供電安全。

在冷縮式電力電纜終端的現(xiàn)場(chǎng)事故中，電纜主絕緣和增強(qiáng)絕緣之間的界面擊穿是電力電纜終端破壞的主要形式，增強(qiáng)絕緣與空氣之間的沿面放電是電力電纜終端破壞的次要形式[5]。位于雙層介質(zhì)絕緣之間的界面存在較強(qiáng)的切向電場(chǎng)，易于誘發(fā)絕緣界面放電并造成擊穿，該界面是目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者普遍認(rèn)同的電纜附件最薄弱環(huán)節(jié)和運(yùn)行故障的典型部位[6-7]。增強(qiáng)絕緣和氣體形成的絕緣薄弱處因?yàn)椴煌橘|(zhì)面造成電壓分布不均勻而發(fā)生沿面放電，最終導(dǎo)致沿面擊穿。沿面放電主要集中在第一傘裙與第二傘裙之間的傘裙間隙。通常來看，該傘裙間隙是整個(gè)表面場(chǎng)強(qiáng)最大處，其引發(fā)的閃絡(luò)電壓比氣體或固體單獨(dú)存在時(shí)的擊穿電壓都小，于是在陰雨氣象環(huán)境下沿面放電往往發(fā)展成局部放電，最終導(dǎo)致增強(qiáng)絕緣擊穿。

近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)電力電纜終端界面放電與沿面放電問題開展了一系列研究，王子康等[8]從硅橡膠主絕緣的材料特性與界面空腔放電的角度出發(fā)，解釋了一個(gè)冷熱循環(huán)周期內(nèi)附件界面的局部放電行為特性。常文治等[9]研究硅橡膠/交聯(lián)聚乙烯界面金屬顆粒沿面絕緣缺陷局部放電的發(fā)展過程，為電纜中間接頭放電嚴(yán)重程度的評(píng)估提供了依據(jù)。王少飛等[10]通過搭建變溫沿面放電試驗(yàn)系統(tǒng)，研究不同溫度下乙丙橡膠表面從起始放電到閃絡(luò)過程的沿面放電特性。張開放等[11]對(duì)氣-固絕緣在高頻正弦電應(yīng)力下的沿面放電現(xiàn)象及特征開展研究，總結(jié)出不同階段的放電發(fā)展形態(tài)、放電特征參量、放電譜圖和表面損傷狀況。

本文采用有限元仿真軟件COMSOL 對(duì)35 kV交聯(lián)聚乙烯（XLPE）電力電纜終端應(yīng)力錐結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過解析法推算應(yīng)力錐端部曲線，利用有限元方法得到應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度和端部半徑的最優(yōu)組合，以優(yōu)化35 kV XLPE 電力電纜終端的結(jié)構(gòu)參數(shù)，并研制電力電纜終端樣品，通過工頻交流耐壓、局部放電試驗(yàn)進(jìn)行性能指標(biāo)的對(duì)比驗(yàn)證。電纜終端結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化能夠提高電纜供電線路的運(yùn)行可靠性，有效降低冷縮式電力電纜終端的現(xiàn)場(chǎng)事故率。

1 電力電纜終端模型的構(gòu)建

在35 kV XLPE 電力電纜終端安裝的過程中，通常將電纜本體外絕緣剝開，除去鎧裝層和外屏蔽層，所以本次優(yōu)化不再包含電纜外絕緣、鎧裝層和外屏蔽層。交流電纜終端絕緣中的電場(chǎng)按容性分布，可以認(rèn)為材料的電容為常數(shù)，即不隨場(chǎng)強(qiáng)、溫度等外界因素的變化而變化，并且絕緣材料中正負(fù)電荷的遷移，難以與工頻電場(chǎng)的快速變化達(dá)到同步，因此本文忽略空間電荷對(duì)電力電纜終端的影響[12]。本文針對(duì)26/35 kV、截面積為1×240 mm2的單芯銅芯XLPE 電力電纜終端進(jìn)行應(yīng)力錐結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化，建立的模型總長(zhǎng)度為433 mm，電纜主絕緣選擇XLPE，增強(qiáng)絕緣選擇硅橡膠（SiR）材料。

應(yīng)力錐作為冷縮式電力電纜終端的重要組成部分，擔(dān)負(fù)著均化電場(chǎng)的作用，很大程度上決定了電力電纜終端的可靠性。XLPE 電力電纜終端中的電場(chǎng)一般由兩種方式控制，一個(gè)是參數(shù)型電場(chǎng)應(yīng)力控制錐，通過填充高介電常數(shù)的復(fù)合電介質(zhì)材料控制，另一個(gè)是幾何型電場(chǎng)應(yīng)力控制錐，通過幾何形狀的應(yīng)力錐控制電場(chǎng)分布。相比之下，參數(shù)型應(yīng)力錐穩(wěn)定性差，容易發(fā)熱并加速老化，而幾何型電場(chǎng)應(yīng)力控制錐在設(shè)計(jì)完成后受外界影響小。因此本文通過理論分析幾何型應(yīng)力錐的基本機(jī)構(gòu)。

電力電纜終端是多層固體復(fù)合介質(zhì)絕緣結(jié)構(gòu)，由于內(nèi)部存在大量的復(fù)合界面，在屏蔽層和絕緣層會(huì)出現(xiàn)電場(chǎng)應(yīng)力集中的現(xiàn)象[13]。在常規(guī)電力電纜終端中，應(yīng)力錐面按其表面軸向場(chǎng)強(qiáng)小于等于允許最大軸向場(chǎng)強(qiáng)進(jìn)行設(shè)計(jì)。為了減少在第一傘裙和第二傘裙之間的傘裙間隙出現(xiàn)沿面放電的可能性，在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)緩解沿面電場(chǎng)集中。

圖1為應(yīng)力錐尺寸計(jì)算的數(shù)學(xué)模型，設(shè)AB面為應(yīng)力錐面，AB 面切向角度為α，電纜線芯半徑為rc，主絕緣外半徑為R，應(yīng)力錐端部外半徑為Rn，應(yīng)力錐厚度為是Δt，電纜主絕緣的相對(duì)介電常數(shù)為ε1，電力電纜終端增強(qiáng)絕緣的相對(duì)介電常數(shù)為εn，應(yīng)力錐的軸向長(zhǎng)度為L(zhǎng)k。

圖1 應(yīng)力錐尺寸模型Fig.1 Size model of stress cone

在應(yīng)力錐面上任意一點(diǎn)F的軸向場(chǎng)強(qiáng)Et與該點(diǎn)的徑向場(chǎng)強(qiáng)E應(yīng)有如式（1）的關(guān)系。

整理式（1）得式（2）。

經(jīng)過整理并積分得到式（3）。

目前，增強(qiáng)絕緣電極就是保證這種電極形狀邊緣附近的場(chǎng)強(qiáng)小于在電極中間的均勻電場(chǎng)的場(chǎng)強(qiáng)。經(jīng)過“許瓦茲變化”，電力電纜終端處的電場(chǎng)如式（4）所示[14]。

若令Et=U/R，則α= 0.5π，即在α= 0.5π 的等位線上任意一點(diǎn)的場(chǎng)強(qiáng)都≤U/R。用這條等位線作為增強(qiáng)絕緣與應(yīng)力錐之間交界面的形狀，可以減少擊穿的發(fā)生概率。設(shè)沿表面的軸向場(chǎng)強(qiáng)為一常數(shù)，則得AB面方程如式（5）所示。

整理式（5）得式（6）。

式（6）即為應(yīng)力錐AB 面的方程，目前生產(chǎn)廠家通常選取一個(gè)端部曲率半徑替代端部曲線，即端部曲率半徑取為60 mm。

當(dāng)y=Rn時(shí)，x=Lk，Lk即為應(yīng)力錐的軸向長(zhǎng)度，如式（7）所示。

從式（7）可以看出，Et值取得越小，AB 面越平，Lk長(zhǎng)度越長(zhǎng)。35 kV XLPE 電力電纜終端接頭根據(jù)GB/T 12976.1—2008相關(guān)要求在電纜線芯銅導(dǎo)體上施加電纜設(shè)計(jì)用的額定工頻電壓有效值，即U0=26 kV，由于輸電線路首末端1.1倍電壓差，交流電壓有效值與峰值之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系為，則電纜線芯上的電壓為Us=U0×1.1×=40.4 kV。表1為電力電纜終端各個(gè)部分材料的參數(shù)。

表1 電力電纜終端材料參數(shù)Tab.1 Parameters of power cable terminal materials

2 電力電纜終端結(jié)構(gòu)優(yōu)化與仿真分析

應(yīng)力錐的尺寸對(duì)電力電纜終端內(nèi)部絕緣界面電場(chǎng)及第一傘裙和第二傘裙之間傘裙間隙的表面電場(chǎng)分布會(huì)產(chǎn)生影響，傳統(tǒng)的電力電纜終端應(yīng)力錐較小，軸向長(zhǎng)度小于15 mm，為減少電力電纜終端絕緣界面擊穿，緩解其電場(chǎng)集中問題，本文的應(yīng)力錐優(yōu)化設(shè)計(jì)主要是在應(yīng)力錐的軸向長(zhǎng)度和端部曲率半徑上。

2.1 應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度優(yōu)化

首先對(duì)應(yīng)力錐的軸向長(zhǎng)度進(jìn)行優(yōu)化，在搭建模型的過程中，保證應(yīng)力錐AB 面曲率不變，改變應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度，選取軸向長(zhǎng)度分別為10、15、20、25、30、35 mm的優(yōu)化方案，應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度優(yōu)化的二維結(jié)構(gòu)示意圖如圖2 所示。使用COMSOL 仿真軟件進(jìn)行仿真，仿真結(jié)果如圖3所示。

圖2 應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度優(yōu)化的二維結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of two-dimensional structure of stress cone optimized by axial length

圖3 應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度優(yōu)化的電場(chǎng)分布情況Fig.3 The distribution of electric field of stress cone optimized by axial length

從圖3可以看出，電纜線芯內(nèi)部場(chǎng)強(qiáng)為0 kV/m，電場(chǎng)集中在應(yīng)力錐根部與內(nèi)半導(dǎo)電層之間和SiR 內(nèi)靠近應(yīng)力錐端部處。隨著應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度的改變，應(yīng)力錐端部相應(yīng)移動(dòng)，SiR 內(nèi)最大場(chǎng)強(qiáng)的位置隨之移動(dòng)。為了更好地觀察應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度優(yōu)化產(chǎn)生的電場(chǎng)變化，探究設(shè)計(jì)后電力電纜終端表面場(chǎng)強(qiáng)分布和應(yīng)力錐場(chǎng)強(qiáng)分布，選取3 條觀測(cè)路徑。觀測(cè)路徑L1 是沿應(yīng)力錐從應(yīng)力錐端部經(jīng)過應(yīng)力錐AB 面，再經(jīng)過應(yīng)力錐根部到達(dá)外半導(dǎo)電層切斷處；選取SiR 表面在第一傘裙和第二傘裙之間的傘裙間隙作為觀測(cè)路徑L2；選取從應(yīng)力錐根部起的XLPE 和SiR 界面處作為觀測(cè)路徑L3。觀測(cè)路徑L1、L2、L3的位置如圖4所示。

圖4 觀測(cè)路徑Fig.4 Observation paths

通過上述仿真，對(duì)觀測(cè)路徑L1、L2、L3 上的場(chǎng)強(qiáng)分布進(jìn)行繪圖，結(jié)果如圖5～7所示。

圖5 觀測(cè)路徑L1的場(chǎng)強(qiáng)分布圖Fig.5 The field intensity distribution of the observed path L1

從圖5 可以看出，由于應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度有所改變，造成了應(yīng)力錐曲線長(zhǎng)度隨之改變，峰值也隨應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度的增大而有所后移。圖5中場(chǎng)強(qiáng)曲線第一峰值對(duì)應(yīng)位置為應(yīng)力錐端部，第二峰值對(duì)應(yīng)位置為應(yīng)力錐根部。隨著應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度增大，應(yīng)力錐端部場(chǎng)強(qiáng)呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，其中，應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度為10 mm 的端部最大場(chǎng)強(qiáng)為1.90 kV/mm，應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度為35 mm 的端部最大場(chǎng)強(qiáng)為1.00 kV/mm，相比之下，最大場(chǎng)強(qiáng)下降了47.37%，這是因?yàn)樵趹?yīng)力錐軸向長(zhǎng)度增大的同時(shí)法向半徑也增大，造成場(chǎng)強(qiáng)減小。圖5 中每條場(chǎng)強(qiáng)曲線第二峰值基本一致，對(duì)應(yīng)的應(yīng)力錐根部場(chǎng)強(qiáng)變化不大，原因是應(yīng)力錐根部處于電纜線芯和應(yīng)力錐之間，應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度變化對(duì)內(nèi)部電纜線芯、內(nèi)半導(dǎo)電層和電纜主絕緣XLPE場(chǎng)強(qiáng)的影響較小。

從圖6 可以看出，場(chǎng)強(qiáng)曲線的第一峰值先緩慢減小后逐漸增大，并且對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)變大，這是應(yīng)力錐端部隨軸向長(zhǎng)度的變化不斷后移造成的；曲線的第二峰值靠近第二傘裙根部，第二峰值隨應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度增大而增大。由于應(yīng)力錐導(dǎo)電性好，并且與接地的外半導(dǎo)電層連接，應(yīng)力錐表面電勢(shì)為0 V。隨著應(yīng)力錐端部后移，應(yīng)力錐端部也逐漸靠近傘裙間隙，導(dǎo)致在應(yīng)力錐表面靠近傘裙間隙的同時(shí)傘裙間隙電勢(shì)下降幅度變大，附近電場(chǎng)畸變加重。在圖6 中，應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度為35 mm 的傘裙間隙上最大場(chǎng)強(qiáng)最大，為1.00 kV/mm；應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度為20 mm的傘裙間隙上最大場(chǎng)強(qiáng)最小，為0.68 kV/mm。

圖6 觀測(cè)路徑L2的場(chǎng)強(qiáng)分布圖Fig.6 The field intensity distribution of the observed path L2

從圖7 可以看出，XLPE/SiR 界面電場(chǎng)強(qiáng)度隨觀測(cè)路徑L3 增加而減小，其中應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度越小，場(chǎng)強(qiáng)曲線越陡峭，絕緣界面場(chǎng)強(qiáng)變化率越大，越容易發(fā)生擊穿。其中應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度為10 mm 的場(chǎng)強(qiáng)曲線在一開始有明顯的上升趨勢(shì)，對(duì)應(yīng)位置是應(yīng)力錐根部和雙層介質(zhì)絕緣之間的界面，其他軸向長(zhǎng)度下的場(chǎng)強(qiáng)曲線并無明顯上升趨勢(shì)，說明軸向長(zhǎng)度為10 mm 應(yīng)力錐對(duì)附近電場(chǎng)的均化作用較小，不能作為優(yōu)化方案。

圖7 觀測(cè)路徑L3的場(chǎng)強(qiáng)分布圖Fig.7 The field intensity distribution of the observation path L3

綜上所述，應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度越小，應(yīng)力錐端部、根部電場(chǎng)強(qiáng)度越大，SiR 內(nèi)部電場(chǎng)越集中，導(dǎo)致雙層介質(zhì)絕緣之間的界面電場(chǎng)集中嚴(yán)重；應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度越大，應(yīng)力錐端部場(chǎng)強(qiáng)越小，絕緣界面上場(chǎng)強(qiáng)曲線傾斜程度變緩，傘裙間隙場(chǎng)強(qiáng)變大。雖然傘裙間隙上場(chǎng)強(qiáng)隨應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度增大逐漸升高，但場(chǎng)強(qiáng)均小于1.00 kV/mm，相比之下，傳統(tǒng)應(yīng)力錐的軸向長(zhǎng)度小于15 mm，雖然應(yīng)力錐根部場(chǎng)強(qiáng)基本一致，但應(yīng)力錐端部場(chǎng)強(qiáng)高于1.50 kV/mm，導(dǎo)致應(yīng)力錐端部附近SiR 電場(chǎng)畸變程度大。在應(yīng)力錐曲線場(chǎng)強(qiáng)分布上，軸向長(zhǎng)度為25 mm 的場(chǎng)強(qiáng)曲線第一峰值較軸向長(zhǎng)度為20 mm 的場(chǎng)強(qiáng)曲線第一峰值小，并且軸向長(zhǎng)度為20 mm 和25 mm 所表現(xiàn)的傘裙間隙上場(chǎng)強(qiáng)分布較為均勻，應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度為25 mm 的傘裙間隙上最大場(chǎng)強(qiáng)為0.72 kV/mm，而且應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度為20 mm 的絕緣界面電場(chǎng)比軸向長(zhǎng)度為25 mm 的電場(chǎng)更為集中。因此，在應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度的優(yōu)化上選擇長(zhǎng)度為25 mm。

2.2 應(yīng)力錐端部半徑的優(yōu)化

在應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度為25 mm 的基礎(chǔ)上，繼續(xù)對(duì)應(yīng)力錐端部半徑進(jìn)行優(yōu)化，保證應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度不變，設(shè)置應(yīng)力錐端部半徑分別為1.0、1.5、2.0、2.5、3.0、3.5 mm，應(yīng)力錐端部半徑優(yōu)化二維結(jié)構(gòu)示意圖如圖8 所示。使用COMSOL 仿真軟件進(jìn)行仿真，仿真結(jié)果如圖9所示。

圖8 應(yīng)力錐端部半徑優(yōu)化的二維結(jié)構(gòu)示意圖Fig.8 Schematic diagram of two-dimensional structure of stress cone optimized by end radius

圖9 應(yīng)力錐端部半徑優(yōu)化的電場(chǎng)分布情況Fig.9 The electric field distribution of stress cone optimized by end radius

從圖9 可以看出，應(yīng)力錐端部半徑的變化對(duì)電力電纜終端電場(chǎng)分布影響不大，將觀測(cè)路徑L1、L2、L3上的場(chǎng)強(qiáng)提取出來進(jìn)行觀察，場(chǎng)強(qiáng)分布如圖10～12所示。

圖10 觀測(cè)路徑L1的場(chǎng)強(qiáng)分布Fig.10 The field intensity distribution of the observed path L1

從圖10可以看出，場(chǎng)強(qiáng)曲線第一峰值對(duì)應(yīng)應(yīng)力錐端部，第二峰值對(duì)應(yīng)應(yīng)力錐根部，不同應(yīng)力錐端部半徑對(duì)應(yīng)的應(yīng)力錐根部場(chǎng)強(qiáng)基本一致，而應(yīng)力錐端部附近場(chǎng)強(qiáng)隨端部半徑變化而變化，其中應(yīng)力錐場(chǎng)強(qiáng)曲線第一峰值隨應(yīng)力錐端部半徑的變化而上下浮動(dòng)，端部半徑為1.0 mm 的場(chǎng)強(qiáng)最大，為1.58 kV/mm，當(dāng)端部半徑大于2.5 mm 后，其應(yīng)力錐場(chǎng)強(qiáng)曲線基本一致。從圖11可以看出，應(yīng)力錐端部半徑越大，其場(chǎng)強(qiáng)越大，因?yàn)槎瞬堪霃阶兓淮笏袁F(xiàn)象不是很明顯。從圖12 可以看出，場(chǎng)強(qiáng)曲線基本一致。

圖11 觀測(cè)路徑L2的場(chǎng)強(qiáng)分布Fig.11 The field intensity distribution of the observed path L2

圖12 觀測(cè)路徑L3的場(chǎng)強(qiáng)分布圖Fig.12 The field intensity distribution of the observation path L3

電力電纜應(yīng)力錐端部半徑的變化對(duì)應(yīng)力錐端部場(chǎng)強(qiáng)分布影響較大，對(duì)于其他部位影響較小。端部半徑為2.5、3.0、3.5 mm 的3 種觀測(cè)路徑場(chǎng)強(qiáng)變化不大，但是在設(shè)計(jì)中端部半徑越大，應(yīng)力錐厚度越大。因此，在應(yīng)力錐端部半徑的優(yōu)化上選取2.5 mm的端部半徑。

3 樣品試驗(yàn)驗(yàn)證

在仿真優(yōu)化的過程中，從觀測(cè)路徑L1、L2、L3的場(chǎng)強(qiáng)曲線明顯觀察到應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度的變化是影響電力電纜終端電場(chǎng)分布的主要原因，應(yīng)力錐端部半徑的變化主要影響應(yīng)力錐端部電場(chǎng)分布，對(duì)電力電纜終端應(yīng)力錐其他部位電場(chǎng)分布影響較小。

根據(jù)仿真得到的數(shù)據(jù)制造模型，在制得試驗(yàn)樣品后切開SiR 內(nèi)部，展現(xiàn)出應(yīng)力錐側(cè)面，如圖13 所示，黑色部分是應(yīng)力錐，灰色部分是SiR。

圖13 試驗(yàn)樣品及剖面圖Fig.13 Test sample and its profile

通過搭建試驗(yàn)平臺(tái)對(duì)傳統(tǒng)電力電纜終端和優(yōu)化后的電力電纜終端試驗(yàn)樣品進(jìn)行交流耐壓試驗(yàn)和局部放電試驗(yàn)測(cè)試[15-16]，驗(yàn)證此次優(yōu)化的完整性，試驗(yàn)平臺(tái)如圖14 所示。在安裝電力電纜終端樣品前，確保XLPE 表面平整光滑，無毛刺、雜質(zhì)或其他制造過程中的瑕疵，使用無水乙醇對(duì)XLPE 進(jìn)行漂洗，去除表面灰層污物后在自然干燥條件下晾干，防止雜質(zhì)、毛刺灰層污物對(duì)試驗(yàn)結(jié)果造成干擾。試驗(yàn)在密閉實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，在XLPE表面均勻涂抹硅脂，硅脂涂抹厚度為0.3 mm，按照施工步驟安裝電力電纜終端樣品，安裝完成后，對(duì)電力電纜終端樣品的SiR 表面進(jìn)行擦拭，因?yàn)閯偵a(chǎn)完的電纜附件便面會(huì)形成毛刺。模擬正常施工電纜附件終端后，進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。

圖14 工頻交流耐壓試驗(yàn)平臺(tái)Fig.14 Power frequency AC withstand voltage test platform

3.1 工頻交流耐壓試驗(yàn)

交流耐壓試驗(yàn)是鑒定電力電纜終端絕緣強(qiáng)度最有效和最直接的方法，能驗(yàn)證優(yōu)化后的應(yīng)力錐是否滿足設(shè)計(jì)要求[17]。參照GB/T 12706.4—2020 中35 kV XLPE 電力 電 纜終 端 試驗(yàn) 要 求，對(duì)35 kV XLPE電力電纜終端樣品施加4.5U0（117 kV）的交流電壓，持續(xù)5 min，以樣品無擊穿或閃絡(luò)視為通過。在試驗(yàn)過程中，觀察是否在第一傘裙和第二傘裙之間的傘裙間隙中出現(xiàn)沿面放電。選取3組傳統(tǒng)電力電纜終端和優(yōu)化后的電力電纜終端樣品作為試驗(yàn)樣品，將交流耐壓試驗(yàn)中的施加電壓進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖15 所示。從圖15 可以看出，3 組傳統(tǒng)電力電纜終端樣品未發(fā)生擊穿現(xiàn)象，能完成工頻交流耐壓試驗(yàn)；3 組優(yōu)化后的電力電纜終端樣品同樣未出現(xiàn)擊穿或閃絡(luò)現(xiàn)象，說明絕緣設(shè)計(jì)滿足耐壓能力需求，且在試驗(yàn)過程中沒有出現(xiàn)明顯的沿面放電現(xiàn)象。

圖15 交流耐壓試驗(yàn)結(jié)果Fig.15 The test results of AC withstand voltage

3.2 局部放電試驗(yàn)

交流耐壓試驗(yàn)中所施加的試驗(yàn)電壓值，只是參考了產(chǎn)品能否經(jīng)受住各種過電壓的作用，但是這種過電壓值的試驗(yàn)與運(yùn)行中長(zhǎng)期工作電壓的作用是有區(qū)別的，經(jīng)受住交流耐壓試驗(yàn)的產(chǎn)品，能否在長(zhǎng)期工作電壓作用下安全運(yùn)行，還需要進(jìn)行局部放電試驗(yàn)[18]。參照GB/T 12706.4—202中35 kV XLPE 電力電纜終端試驗(yàn)要求，對(duì)35 kV XLPE 電力電纜終端樣品施加1.73U0（44.98 kV）的交流電壓，以放電量≤10 pC 視為通過。為探究35 kV XLPE 電力電纜終端的局部放電特征，分別對(duì)3 組傳統(tǒng)電力電纜終端和優(yōu)化后的電力電纜終端樣品進(jìn)行局部放電試驗(yàn)，采用脈沖電流測(cè)量法測(cè)取局放信號(hào)，測(cè)取的放電量結(jié)果如圖16 所示。從圖16 可以看出，有一組傳統(tǒng)電力電纜終端樣品的放電量為12.7 pC，沒有滿足局部放電試驗(yàn)要求。優(yōu)化后的電力電纜終端樣品的局部放電量均小于10 pC，且沒有觀察到缺陷引起的局部放電。

圖16 局部放電量試驗(yàn)結(jié)果Fig.16 The test results of partial discharge

傳統(tǒng)電力電纜終端和優(yōu)化后的電力電纜終端均通過工頻交流耐壓試驗(yàn)，但傳統(tǒng)電力電纜終端中存在一組樣品未能滿足局部放電試驗(yàn)要求，其余兩組傳統(tǒng)電力電纜終端雖滿足現(xiàn)行試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)要求，但優(yōu)化后的電力電纜終端放電量更少，降低了潛在局部擊穿概率，提高了電纜絕緣壽命。

在經(jīng)過交流耐壓試驗(yàn)和局部放電試驗(yàn)驗(yàn)證后，可以認(rèn)定優(yōu)化后的電力電纜終端性能更好，軸向長(zhǎng)度為25 mm，端部半徑為2.5 mm 的應(yīng)力錐起到良好的均化電力電纜終端場(chǎng)強(qiáng)的作用，減少了界面擊穿和沿面放電現(xiàn)象。

4 結(jié) 論

（1）針對(duì)目前35 kV XLPE 電力電纜終端在運(yùn)行過程中出現(xiàn)沿面放電的現(xiàn)象，對(duì)應(yīng)力錐的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。在電力電纜終端設(shè)計(jì)之初，選擇常用的26/35 kV、截面積為1×240 mm2的單芯銅芯XLPE 電力電纜終端作為優(yōu)化目標(biāo)。通過有限元仿真軟件對(duì)應(yīng)力錐的軸向長(zhǎng)度和端部半徑進(jìn)行參數(shù)調(diào)整，發(fā)現(xiàn)改變應(yīng)力錐的軸向長(zhǎng)度和端部半徑都會(huì)對(duì)應(yīng)力錐曲線L1、傘裙間隙曲線L2 和絕緣界面曲線L3 的場(chǎng)強(qiáng)產(chǎn)生影響。隨著應(yīng)力錐的軸白長(zhǎng)度增大，應(yīng)力錐曲線上的場(chǎng)強(qiáng)逐漸減小，傘裙間隙曲線上的場(chǎng)強(qiáng)逐漸變大，絕緣界面曲線上的場(chǎng)強(qiáng)變?。浑S著應(yīng)力錐的端部半徑增大，應(yīng)力錐端部場(chǎng)強(qiáng)減小，傘裙間隙曲線和絕緣界面曲線上的場(chǎng)強(qiáng)基本一致，并沒有產(chǎn)生明顯影響。最終得出優(yōu)化后的應(yīng)力錐軸向長(zhǎng)度為25 mm，應(yīng)力錐端部半徑為2.5 mm。

（2）通過理論分析和現(xiàn)有的經(jīng)驗(yàn)公式，并運(yùn)用有限元軟件對(duì)設(shè)計(jì)的電力電纜終端進(jìn)行了參數(shù)確定，同時(shí)對(duì)研制樣品進(jìn)行了試驗(yàn)檢驗(yàn)，結(jié)果達(dá)到預(yù)期目標(biāo)，優(yōu)化后的電力電纜終端優(yōu)于傳統(tǒng)電力電纜終端，有利于解決現(xiàn)有電力電纜終端絕緣界面擊穿和沿面放電的問題，可以形成規(guī)模生產(chǎn)，具有極強(qiáng)的經(jīng)濟(jì)效益。