基于非線性電導絕緣的隨橋敷設高壓直流電纜 接頭電-熱場分布及優(yōu)化設計*

李捍平 叢 贇 李小炳 張振鵬 劉 勇

(1. 國網浙江省電力有限公司舟山供電公司 舟山 316000； 2. 中國電力科學研究院有限公司 武漢 430074； 3. 天津大學電氣自動化與信息工程學院 天津 300072)

1 引言

高壓直流電纜輸電具有送電容量大、損耗低、線路走廊窄、可控性高等優(yōu)點，是實現(xiàn)大規(guī)模電能輸送、異步交流電網互聯(lián)、可再生能源發(fā)電并網、跨海全球能源互聯(lián)網建設的重要方式。針對舟山群島等沿海島嶼，利用交通橋梁實現(xiàn)高壓直流電纜敷設，與海底電纜或海底隧道敷設方案相比，具有更優(yōu)異的技術經濟性、環(huán)境友好性，可突破海纜導體截面限制，降低海纜高額造價，提高電纜輸送容量[1-2]。同時，隨橋敷設電纜可利用橋梁檢修通道開展電纜線路的檢修和維護工作，大幅提高電纜運行的可靠性。隨橋敷設高壓電纜在國外已廣泛使用，工程案例包括：美國(VIADUCT大橋115 kV充油電纜等)、日本(大鳴門橋 187 kV交聯(lián)電纜、瀨戶內海大橋500 kV充油電纜、新四木橋與新荒川橋275 kV充油電纜)、委內瑞拉(馬拉開波湖大橋230 kV充油電纜)等。

高壓直流電纜接頭是用于電纜之間的連接的關鍵部分[3-4]。隨橋敷設高壓直流電纜中間接頭主要借鑒了交流電纜接頭的絕緣設計經驗，以硅橡膠或乙丙橡膠作為附件絕緣，采用應力錐結構改善屏蔽層末端電場分布；但與交流電纜附件不同，直流情況下附件內部的電場分布取決于多層絕緣介質的電導率。研究發(fā)現(xiàn)，直流電纜接頭的多層復合結構電導率不匹配，導致電場分布極不均勻，是高壓電纜線路中最薄弱的環(huán)節(jié)[5-6]。另一方面，相比于海底電纜或海底隧道敷設方式，隨橋敷設高壓直流電纜及中間接頭運行環(huán)境復雜，根據(jù)電纜敷設通道可分為鋼平臺敷設、鋼箱梁敷設和混凝土箱梁敷設。不同敷設條件下電纜運行環(huán)境存在極大差異，研究表明敷設于橋梁中分帶腹板下方的鋼平臺環(huán)境溫度一般為20 ℃；而混凝土箱梁和鋼箱梁中空氣流通不暢，導致電纜運行過程中產生的熱量難以向外傳遞，電纜通道環(huán)境溫度超過40 ℃，最高可達到50 ℃。直流電纜中間接頭內部存在“內高外低”的溫度梯度場，在溫度梯度場下交聯(lián)聚乙烯電纜主絕緣和電纜接頭硅橡膠絕緣的電導率相差最大可達兩個數(shù)量級，導致電纜主絕緣、附件絕緣與應力錐或高壓屏蔽管三結合點處出現(xiàn)嚴重的電場應力集中[7-8]。因此，開展隨橋敷設高壓直流電纜中間接頭電-熱場分布特性研究與電場優(yōu)化設計至關重要。

非線性電導復合材料是用于改善直流電氣設備內部電場分布的新型絕緣材料。通過在聚合物基體中填充具有非線性電導率的無機填料(如ZnO、SiC等)或導電填料，使其電導率隨電場增大呈現(xiàn)非線性變化趨勢，從而“智能”地均化電氣設備內部電場分布。文獻[9]研究了不同含量、純度、晶型的SiC填料對復合材料非線性電導特性的影響，隨著SiC顆粒含量的增加，復合材料的閾值電場下降、非線性系數(shù)上升；純度較低的黑SiC顆粒中存在較多的導電雜質，填充黑SiC顆粒的復合材料具有更強的非線性電導特性；β-SiC顆粒呈長條狀，而α-SiC顆粒近似呈圓形，β-SiC顆粒填充的復合材料的電導率更高。文獻[10]采用硅烷偶聯(lián)劑對SiC晶須進行修飾，使SiC晶須更均勻地分散在環(huán)氧樹脂基體中，增強了填料與基體間的相容性，從而有效改善了SiC晶須/環(huán)氧樹脂復合材料的電導特性。文獻[11]利用ZnO顆粒對環(huán)氧樹脂基體進行改性，發(fā)現(xiàn)復合材料具有良好的非線性電導特性，在強場下勢壘高度降低，有利于空間電荷的擴散，提升了絕緣介質抗高能電子輻射的性能。高壓直流電纜中間接頭運行過程中，接頭增強絕緣承受電、熱、機械應力的共同作用，然而非線性電導復合絕緣在電-熱-力多場下的電導特性演變規(guī)律目前尚不清楚。

綜上，本文針對直流電纜中間接頭增強絕緣，采用非線性電導復合絕緣對接頭電場分布進行調控，研究了直流電纜接頭擴徑率變化引起的增強絕緣拉伸率對電場分布的影響，獲得了改性硅橡膠絕緣材料對高壓直流電纜中間接頭電場分布的調控 作用。

2 試樣制備與試驗方法

2.1 試樣制備

采用機械共混方法制備SiC/硅橡膠復合材料，其中硅橡膠復合絕緣材料由聚二甲基乙烯基硅橡膠、白炭黑、雙二五硫化劑混煉制得，白炭黑填料平均粒徑為50 nm，SiC填料平均粒徑為8 μm，SiC填料添加量為60 phr。取適量SiC/硅橡膠復合材料置于平板硫化機中硫化15 min獲得試驗樣品，根據(jù)SiC填料含量分別命名為M0和M60。采用掃描電子顯微鏡(Scanning electron microscope，SEM)來表征SiC填料在硅橡膠復合絕緣中的分散情況。圖1是SiC/硅橡膠復合材料斷面形貌SEM圖，由圖1a可見SiO2顆粒在M0中的分布較為均勻，粒徑均不超過0.1 μm；由圖1b可見SiC顆粒在硅橡膠基體中均勻分布，無明顯顆粒團聚。

圖1 SiC/硅橡膠復合材料斷面形貌SEM圖

利用萬能拉伸試驗機對SiC/硅橡膠復合材料進行了力學性能測試，采用500 mm/min的拉伸速率，獲得硅橡膠和SiC/硅橡膠復合材料的應力-應變曲線，如圖2所示。由圖2可見，隨著SiC填料的加入，SiC/硅橡膠復合材料的斷裂伸長率下降，而拉伸強度上升。這是由于SiC顆粒表面與聚合物分子鏈相互作用，增加了大分子鏈之間的作用力，有助于提高復合材料的拉伸強度；然而削弱了分子鏈在拉伸過程中延展性，導致斷裂長率下降。

圖2 SiC/硅橡膠復合材料的力學性能

2.2 非線性電導測試方法

直流電纜中間接頭一般采用組合預制式形式，接頭增強絕緣通過預擴徑與電纜XLPE絕緣實現(xiàn)過盈配合，因此電纜接頭絕緣長期處于擴張拉伸狀態(tài)[4]。為了模擬直流電纜中間接頭絕緣所承受的電-熱-機復合場，搭建了基于三電極系統(tǒng)的可變電壓、可控溫度、可變拉伸率的直流電導率測量裝置，如圖3a所示。該測量系統(tǒng)主要包括：直流電源、皮安表、保護電阻、測量電極、高壓電極、環(huán)形保護電極等。采用了DW-P303- 5ACDE正極性直流電源(天津市東文高壓電源股份有限公司生產)，輸出電壓范圍為0～30 kV，額定輸出電流為5 mA。測量裝置采用Keithley 6517B型靜電計，測量范圍為1 fA～20 mA。通過恒溫箱控制試驗溫度分別為30 ℃、50 ℃、70 ℃，通過機械拉伸裝置控制樣品的機械拉伸率(圖3b)，拉伸率范圍為0%～60%。測量得到不同電場強度(E)、溫度(T)、拉伸率(γ)下的電導電流值，并計算得到直流電導率。

圖3 試驗裝置示意圖

電導率σ計算公式如下

式中，I為電導電流；U為電壓源輸出電壓；L為試樣的厚度；d為測量電極直徑；g為測量電極與保護電極的間距。

2.3 電纜中間接頭電-熱復合場仿真

利用COMSOL Multiphysics有限元仿真軟件，搭建了±320 kV隨橋敷設直流電纜中間接頭模型，如圖4所示[12]。

圖4 ±320 kV直流電纜中間接頭模型

試驗獲得電-熱-機械應力多物理場下復合絕緣電導特性，并結合相關文獻數(shù)據(jù)，確定隨橋敷設直流電纜中間接頭模型中各個材料的密度、電導率、相對介電常數(shù)、導熱系數(shù)和恒壓比熱容等參數(shù)，如表1所示[12]。在某一特定拉伸率下，XLPE絕緣的電導率會受到溫度和電場影響，其與溫度T和場強E的關系可以表示為

表1 電纜中間接頭模型所用材料參數(shù)

式中，A是與聚合物材料有關的常數(shù)；φ是活化能；q是電子電量；kb是玻爾茲曼常數(shù)；B是電場系數(shù)?；谖墨I[12]，A取值為7.69×107V/(Ω·m2)；φ為0.92 eV；B為1.45×10-7m/V。

根據(jù)試驗測得的電-熱-機復合場下SiC/硅橡膠復合材料的電導率特性曲線σ(E,T,γ)，然后以電場、溫度、拉伸率為自變量對復合材料電導率特性曲線進行插值擬合，可以得到SiC/硅橡膠復合材料的電導率σ與電場強度(E)、溫度(T)、拉伸率(γ)的關系。

3 試驗結果與分析

3.1 電-機場下非線性復合絕緣電導特性

圖5表示30 ℃下，硅橡膠絕緣與SiC/硅橡膠復合絕緣在不同拉伸率下的直流電導率與電場強度之間的關系，直流電導與電場強度均采用對數(shù)坐標來表示?？梢钥闯鼋^緣樣品的電導率都與電場強度呈正相關，即電導率隨著電場的增加而增加。

圖5 30 ℃下硅橡膠與SiC/硅橡膠復合絕緣電導特性

對于M0試樣，當電場強度較低時，其電導率隨電場強度的增加變化很不明顯，而當電場強度達到20 kV/mm時，其電導率出現(xiàn)顯著上升，這是由于在高電場下產生的空間電荷注入現(xiàn)象，形成較大的空間電荷限制電流所致。而M60試樣的電導率隨電場強度變化存在明顯的轉折點。一般認為顆粒填充型復合材料的電導率變化可分為四個階段[13]：歐姆區(qū)、非線性區(qū)、飽和區(qū)和擊穿區(qū)。當電場較低時，復合材料的直流電導率接近常數(shù)，符合歐姆定律，位于歐姆區(qū)；在非線性區(qū)內，隨著電場的增加，電導率迅速上升；當電場進一步增加，電導率又開始趨于穩(wěn)定，位于飽和區(qū)；如果電場繼續(xù)增加，復合材料則會被擊穿?？梢钥闯?，本研究所用的SiC/硅橡膠復合材料的電導率位于歐姆區(qū)和非線性區(qū)。歐姆區(qū)和非線性區(qū)交界處的電場，即圖5中直線斜率增加時對應的電場，稱為閾值電場。M60試樣非線性電導的閾值電場約為2 kV/mm，明顯低于M0試樣的20 kV/mm。非線性區(qū)的電導率σ和電場強度E的關系可表示為

式中，α是與材料性質有關的參數(shù)；β是非線性系數(shù)。

圖5也表明機械拉伸對SiC/硅橡膠復合材料的非線性電導特性產生了顯著影響。結果表明隨著拉伸率的增加，M0的電導率小幅下降。對于M60而言，當拉伸率從0%增加到10%時，非線性系數(shù)小幅增大，其電導率上升；當拉伸率進一步上升時，非線性系數(shù)顯著降低，其電導率明顯下降。

基于跳躍電導模型，分析機械拉伸對于SiC/硅橡膠復合材料非線性電導特性的影響機理。硅橡膠材料的分子鏈間的范德華力很弱，其結構很容易受到外部機械拉伸的影響。隨著拉伸率的增加，硅橡膠材料中分子鏈的取向趨于有序，分子鏈間缺陷形成的淺陷阱減少。因此，機械拉伸導致M0式樣中跳躍電導減弱，抑制載流子遷移，進而導致電導率下降。而對于M60而言，SiC填料在硅橡膠基體內形成逾滲網絡。在拉伸率較小時，機械拉伸產生的橫向壓縮占據(jù)主導地位，導致SiC顆粒之間接觸的幾率增加，有利于在復合材料內部形成新的導電路徑；隨著拉伸率的進一步增加，機械拉伸產生的縱向拉伸的影響變得顯著，使SiC顆粒沿著拉伸應變的方向發(fā)生較大位移，破壞了之前形成的臨時導電路徑。

3.2 電-熱-機場下非線性復合絕緣電導特性

圖6和圖7分別為硅橡膠絕緣與SiC/硅橡膠復合絕緣在不同拉伸率下直流電導率與電場強度的關系。在不考慮機械拉伸的情況下，硅橡膠絕緣中載流子熱運動隨溫度的升高而加劇，使其更容易在試樣中遷移，因此隨著溫度由30 ℃升高至70 ℃，M0的電導率較時上升。但M0的電導率隨電場的變化幅度仍然處于較低水平，這是因為硅橡膠絕緣的大多數(shù)載流子仍屬于跳躍電導，載流子遷移率較低。而隨著溫度升高，M60的電導率大幅增大，同時圖6b和圖7b中直流電導的歐姆區(qū)消失，只有非線性區(qū)，表明非線性電導的閾值電場降低。隨著拉伸率的增加，M0直流電導率出現(xiàn)了較小幅度的降低，而M60直流電導率顯著下降，在20 kV/mm電場下的下降幅度達2個數(shù)量級。

圖6 50 ℃下硅橡膠與SiC/硅橡膠復合絕緣電導特性

圖7 70 ℃下硅橡膠與SiC/硅橡膠復合絕緣電導特性

在不同溫度條件下，機械拉伸對摻雜SiC顆粒的硅橡膠復合材料的非線性電導特性的影響有差異。為了進一步研究這種不同溫度下的差異，計算了不同溫度、不同拉伸率下?lián)诫sSiC顆粒的硅橡膠復合材料的非線性系數(shù)，如圖8所示。當拉伸應變?yōu)?時，M60在30 ℃、50 ℃和70 ℃下的非線性系數(shù)分別為3.71、2.74、2.26。隨著溫度的升高，非線性系數(shù)顯著下降。這主要是因為高溫引起的SiC晶格振動提高了載流子散射的概率[14]，阻礙了載流子的定向傳輸，導致溫度甚至削弱了SiC/硅橡膠復合材料電導率隨外施電場的增加幅度。同時，M60在30 ℃下隨著拉伸率增加到10%時，非線性系數(shù)上升，并隨著拉伸率的進一步增加而下降；在50 ℃和70 ℃下的非線性系數(shù)隨著拉伸率的增加而下降。

圖8 不同溫度、不同拉伸率下SiC/硅橡膠復合材料 (M60)的非線性系數(shù)

高溫下機械拉伸對SiC/硅橡膠復合材料的非線性電導特性的影響不同于室溫，分析認為這主要是因為硅橡膠基體和SiC顆粒的熱膨脹系數(shù)(Coefficient of thermal expansion，CTE)的差異。硅橡膠的熱膨脹系數(shù)處于較高水平(為1×10-6～3×10-6K-1)[15-16]，而SiC的熱膨脹系數(shù)很低，大致低硅橡膠兩個數(shù)量級。因此，當SiC/硅橡膠復合材料處于高溫條件時，由于熱膨脹系數(shù)的差異，硅橡膠基體受熱膨脹的程度遠大于SiC顆粒，導致SiC顆粒之間相對位置的變化，進而影響材料內部的導電網絡，而SiC/硅橡膠復合材料的非線性電導特性又和其內部的導電網絡有著密切的聯(lián)系。因此，高溫下SiC/硅橡膠復合材料的熱膨脹效應影響了機械拉伸對其非線性電導特性的作用。

3.3 隨橋敷設電纜接頭電-熱場分布

高壓直流電纜滿負荷運行時導體溫度為70 ℃，鋼箱梁中環(huán)境溫度可達40 ℃，因此設定圖4中高壓直流電纜接頭電-熱場仿真模型的邊界條件如下：當電纜處于滿載運行狀態(tài)時，邊界a-b的溫度設定為343.15 K，環(huán)境溫度設定為313.15 K，熱量通過邊界h-i-j-k進行空氣的自然對流換熱，鋼箱梁中空氣對流較弱，因此電纜對流換熱系數(shù)取2 W/(m2·K)；當電纜處于空載運行狀態(tài)時，邊界a-b和邊界h-i-j-k的溫度均設定為313.15 K。中間接頭增強絕緣擴徑。

3.3.1 直流電纜中間接頭滿載運行條件

圖9展示了±320 kV高壓直流電纜中間接頭的溫度場分布。由圖9中所示的三維溫度分布可知，高壓直流電纜中間接頭內部存在內高外低的溫度梯度場。

圖9 高壓直流電纜滿載運行條件下中間接頭溫度分布

設置高壓直流電纜中間接頭內部溫度場分布如圖9所示，基于傳統(tǒng)硅橡膠增強絕緣和新型SiC/硅橡膠復合增強絕緣的電導率擬合方程，仿真研究了電纜接頭絕緣在不同拉伸率下的電場分布情況，分別如圖10和圖11所示。圖12顯示了不同拉伸率下電纜接頭增強絕緣內部電場的最大值?？梢钥闯?，滿載條件下，采用SiC/硅橡膠復合增強絕緣的電纜接頭內部的最大電場遠低于采用傳統(tǒng)硅橡膠增強絕緣的電纜接頭，并且采用傳統(tǒng)增強絕緣的電纜接頭應力錐根部的增強絕緣處電場最強，而采用新型增強絕緣的電纜接頭內部的最大電場出現(xiàn)于XLPE絕緣內部。結果表明，采用新型增強絕緣的電纜接頭中的電場分布更加合理，新型增強絕緣的非線性電導特性有利于改善電纜接頭內部的電場畸變情況。

圖10 滿載運行條件下，硅橡膠絕緣中間接頭電場分布

圖11 滿載運行條件下，SiC/硅橡膠復合絕緣 中間接頭電場分布

圖12 滿載運行條件下，中間接頭絕緣電場的 最大值隨拉伸率的變化

另外，隨著中間接頭擴徑率的增大，增強絕緣拉伸率增大，電場分布畸變程度不斷加劇。對傳統(tǒng)硅橡膠增強絕緣而言，拉伸率為60%時其內部的最大電場達到40.05 kV/mm，比沒有機械拉伸作用時升高了8.13%。拉伸率為60%時新型增強絕緣內部的最大電場為19.54 kV/mm，相比沒有機械拉伸作用時，電場分布情況較差。結果表明，電纜接頭處于擴徑狀態(tài)時，增強絕緣會受到機械拉伸的作用，此時非線性材料對電纜接頭內部電場的改善效果受到削弱，因此在設計高壓直流電纜附件時應充分考慮機械應力的影響。

3.3.2 直流電纜中間接頭空載運行條件

圖13和圖14分別展示了高壓直流電纜處于空載運行狀態(tài)時，硅橡膠絕緣電纜接頭與SiC/硅橡膠復合絕緣中間接頭在不同拉伸率下的電場分布情況。由圖可見，采用傳統(tǒng)增強絕緣和新型增強絕緣的電纜接頭中最大電場出現(xiàn)的位置不同，分別為應力錐頭根部和高壓屏蔽層附近區(qū)域。進一步計算得到不同拉伸率下應力錐根部和高壓屏蔽層附近區(qū)域增強絕緣的電場最大值，如圖15所示。可見，傳統(tǒng)增強絕緣的電纜接頭應力錐根部存在最大場強，并且隨著拉伸率的增加，最大場強上升，電場畸變情況變得更加嚴重；而采用新型增強絕緣的電纜接頭內部的最大電場出現(xiàn)在高壓屏蔽層附近區(qū)域，最大 電場隨著拉伸率的增加出現(xiàn)了小幅的下降。對于傳統(tǒng)增強絕緣的電纜接頭，拉伸率為60%時其內部的最大電場達到了18.08 kV/mm，比沒有機械拉伸作用時增大了14.87%。而采用非線性復合絕緣作為電纜接頭增強絕緣，當拉伸率為60%時內部的最大電場為17.7 kV/mm，且相比沒有機械拉伸作用時降低了0.84%。分析認為，當電纜空載運行時，新型增強絕緣的電導率遠高于XLPE絕緣，機械拉伸的作用削弱了新型增強非線性系數(shù)，導致接頭絕緣與XLPE絕緣電導率的差距減小，因此電場畸變減弱。

圖13 空載運行條件下，硅橡膠絕緣中間接頭電場分布

圖14 空載運行條件下，SiC/硅橡膠復合絕緣中間 接頭電場分布

圖15 空載運行條件下，中間接頭絕緣電場的最大值 隨拉伸率的變化

4 結論

針對隨橋敷設高壓直流電纜接頭絕緣電-熱場分布問題，開展基于非線性電導增強絕緣的高壓直流電纜接頭電場優(yōu)化設計方法研究。主要獲得如下結論。

(1) SiC/硅橡膠復合復合絕緣的非線性電導特性受電場、熱場和機械應力的顯著影響。隨著機械拉伸率的增大，直流電導率與非線性系數(shù)顯著降低。

(2) 相比于傳統(tǒng)硅橡膠增強絕緣，SiC/硅橡膠非線性電導復合絕緣可有效調控電纜接頭絕緣電場分布，最大電場強度顯著下降。

(3) 電纜滿載條件下，隨著增強絕緣拉伸率增大，直流電纜接頭最大電場強度逐漸增大，因此在設計高壓直流電纜附件時應充分考慮機械應力的影響。電纜空載條件下，采用傳統(tǒng)增強絕緣和新型增強絕緣的電纜接頭中最大電場出現(xiàn)的位置不同，分別為應力錐頭根部和高壓屏蔽層附近區(qū)域。

(4) 本文僅研究了非線性電導增強絕緣對橋梁電纜接頭電場分布的影響。針對電纜隨橋敷設的較高環(huán)境溫度，下一步可通過提高中間接頭增強絕緣熱導率以降低絕緣內外層溫差，調控電-熱場分布。