王 闖，賈 靜，趙 朗，卜 越，賈 嶸，彭宗仁

(1. 西安理工大學(xué)水利水電學(xué)院，陜西西安710048；2. 西安交通大學(xué)電力設(shè)備電氣絕緣國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西西安710049)

盆式絕緣子廣泛應(yīng)用于氣體絕緣金屬封閉開關(guān)設(shè)備中，是GIS中的重要部件[1]，同時(shí)在氣體絕緣輸電管線(GIL)中也有大量應(yīng)用。我國(guó)現(xiàn)在新建的輸變電工程中，開關(guān)設(shè)備多采用GIS形式，特別是交流特高壓工程中已經(jīng)建成的幾個(gè)特高壓電站中開關(guān)設(shè)備均采用了GIS形式[2, 3]。因此，對(duì)特高壓GIS中的關(guān)鍵部件盆式絕緣子的研究，有助于提高其運(yùn)行可靠性。

特高壓盆式絕緣子的結(jié)構(gòu)如圖1所示，整體為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，中心為載流用導(dǎo)體嵌件，材料為鋁合金；盆體材料為環(huán)氧樹脂/氧化鋁復(fù)合材料，通過交聯(lián)固化與中心導(dǎo)體結(jié)合在一起。類似的結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于電力設(shè)備中，如干式套管、電纜、GIL中的三支柱絕緣子等設(shè)備。

圖1 特高壓盆式絕緣子照片及結(jié)構(gòu)Fig.1 Photo of UHV GIS spacer and its structure

當(dāng)系統(tǒng)電壓等級(jí)提高至特高壓1 100 kV，GIS盆式絕緣子的設(shè)計(jì)主要通過對(duì)低電壓等級(jí)盆式絕緣子進(jìn)行放大而獲得。尺寸增大給盆式絕緣子的生產(chǎn)制造帶來諸多新的問題，機(jī)械強(qiáng)度低是特高壓盆式絕緣子國(guó)產(chǎn)化研究初期的一個(gè)重要難題。通過試驗(yàn)，認(rèn)為導(dǎo)體與盆體之間界面應(yīng)力過大是造成盆式絕緣子機(jī)械強(qiáng)度低的主要原因[4, 5]，然而對(duì)于界面應(yīng)力的形成和作用過程未有相關(guān)的討論。

國(guó)內(nèi)外對(duì)于盆式絕緣子的研究，主要集中在盆體絕緣材料表面電荷積累[6-9]、盆體內(nèi)缺陷的影響[10-12]和盆式絕緣子形狀優(yōu)化[1, 13, 14]等幾個(gè)方面，而對(duì)盆式絕緣子的機(jī)械強(qiáng)度問題研究較少。對(duì)于特高壓盆式絕緣子機(jī)械性能方面的研究，國(guó)內(nèi)僅有少量學(xué)者涉足。

陳允等[4, 5, 15, 16]圍繞特高壓盆式絕緣子導(dǎo)體與盆體絕緣材料之間的界面問題展開多項(xiàng)研究。結(jié)果表明，僅采用噴砂的方法對(duì)導(dǎo)體表面進(jìn)行處理，水壓強(qiáng)度為2.43 MPa，數(shù)據(jù)分散性大；采用環(huán)氧類涂層，水壓強(qiáng)度的數(shù)據(jù)分散性過大；采用導(dǎo)電橡膠之后，水壓強(qiáng)度2.75 MPa，數(shù)據(jù)一致性較好。通過設(shè)計(jì)兩種新的嵌件結(jié)構(gòu)，進(jìn)一步提高了盆式絕緣子的機(jī)械強(qiáng)度，且數(shù)據(jù)一致性更好。然而采用導(dǎo)電橡膠工藝雖然大幅提升了水壓破壞值及其一致性，但是水壓試驗(yàn)后仍出現(xiàn)界面處破壞的現(xiàn)象，界面問題未得到徹底解決。同時(shí)，在研究過程中未考慮生產(chǎn)制造中引入的界面應(yīng)力，且對(duì)界面應(yīng)力的形成機(jī)理未做詳細(xì)討論。

本文首先對(duì)水壓試驗(yàn)過程中特高壓盆式絕緣子的應(yīng)力分布情況進(jìn)行仿真計(jì)算，對(duì)界面破壞的原因進(jìn)行初步研究。在此基礎(chǔ)上，對(duì)生產(chǎn)過程中引入的界面應(yīng)力進(jìn)行分析，討論界面處應(yīng)力的形成和作用機(jī)理。這些研究有助于合理地選擇界面材料或其他界面處理方法，進(jìn)一步提高盆式絕緣子的可靠性。類似于特高壓盆式絕緣子中的界面應(yīng)力問題也同時(shí)存在于其他電力設(shè)備中，本文的研究方法可用于分析這些類似的非均相界面應(yīng)力問題。

1 特高壓盆式絕緣子機(jī)械強(qiáng)度試驗(yàn)時(shí)界面引發(fā)的破壞過程分析

盆式絕緣子的機(jī)械強(qiáng)度主要由水壓破壞試驗(yàn)測(cè)定，即在試驗(yàn)工裝中以水為介質(zhì)在盆式絕緣子的凹面施加壓力，直至盆式絕緣子破壞為止[17]。盆式絕緣子在GIS中的受力主要來自于氣體的壓強(qiáng)，其受力方向垂直于盆體表面。而水壓試驗(yàn)以水替代氣體，可以很好地模擬其實(shí)際應(yīng)用中的狀態(tài)。

在水壓破壞試驗(yàn)中，特高壓盆式絕緣子的水壓破壞形態(tài)主要有兩種，如圖2所示。

圖2 特高壓盆式絕緣子水壓破壞試驗(yàn)后的破壞形態(tài)Fig.2 Failure pattern of UHV GIS spacer after the hydraulic mechanical test

圖2(a)為盆邊處破壞，盆式絕緣子中心整體脫落；圖2(b)中裂紋呈樹枝狀分布，中心導(dǎo)體嵌件出現(xiàn)剝離現(xiàn)象。出現(xiàn)圖2(a)水壓破壞形態(tài)時(shí)，盆式絕緣子的水壓強(qiáng)度更高。在特高壓盆式絕緣子國(guó)產(chǎn)化初期，盆式絕緣子的破壞形態(tài)主要為圖2(b)中形態(tài)，水壓強(qiáng)度常在2.0 MPa以下。因此，中心區(qū)域強(qiáng)度低造成盆式絕緣子在水壓值較低時(shí)由中心開始引發(fā)破壞，導(dǎo)致整體機(jī)械強(qiáng)度低。

圖2(b)中裂紋為樹枝狀，且“樹根”主要集中在中心導(dǎo)體附近，在向盆邊擴(kuò)散的過程中開始向四周輻射和分叉。由機(jī)械破壞裂紋的發(fā)展過程可知，裂紋的根部區(qū)域?yàn)榱鸭y的起始端。也就是說，當(dāng)水壓強(qiáng)度達(dá)到一定值時(shí)，中心導(dǎo)體與盆體界面處出現(xiàn)破壞，隨后裂紋向盆邊發(fā)展，整體發(fā)展過程如圖2(b)中箭頭所示。另外，從導(dǎo)體的放大圖上可以看到，盆體和導(dǎo)體之間出現(xiàn)大面積的剝離，兩者之間的破壞屬于界面破壞。盆式絕緣子的破壞形態(tài)說明導(dǎo)體與盆體之間的界面是機(jī)械強(qiáng)度較低的區(qū)域，而盆體與導(dǎo)體之間剝離說明兩者之間的粘接強(qiáng)度較弱。

陳允等通過導(dǎo)體表面處理和界面材料引入兩種方式對(duì)導(dǎo)體與盆體之間界面進(jìn)行改進(jìn)之后，水壓強(qiáng)度有一定程度提高，但仍大量出現(xiàn)圖2(b)中的水壓破壞形態(tài)，界面問題未得到徹底解決。本文主要討論圖2中的破壞形態(tài)，以期從機(jī)理方面對(duì)特高壓盆式絕緣子中導(dǎo)體與盆體之間界面問題進(jìn)行討論。對(duì)水壓破壞形態(tài)進(jìn)行研究，則需要對(duì)水壓試驗(yàn)過程中特高壓盆式絕緣子的應(yīng)力分布進(jìn)行分析。

2 特高壓盆式絕緣子機(jī)械強(qiáng)度試驗(yàn)時(shí)界面引發(fā)的破壞機(jī)理分析

對(duì)水壓過程中特高壓盆式絕緣子的應(yīng)力分布狀態(tài)進(jìn)行研究，主要采用有限元仿真計(jì)算的方式進(jìn)行，這種方法可以更加便利地提取盆體各部分的不同類型的應(yīng)力分布情況。

2.1 盆式絕緣子相關(guān)參數(shù)的測(cè)定

在仿真計(jì)算過程中，導(dǎo)體的參數(shù)可以根據(jù)鋁合金的金屬牌號(hào)查到，而盆體絕緣材料的材料屬性需要進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)定。根據(jù)資料，導(dǎo)體的彈性模量值取70GPa，泊松比為0.33[18]。盆體絕緣材料為環(huán)氧樹脂/氧化鋁復(fù)合材料，仿真計(jì)算所需的參數(shù)主要為彈性模量、泊松比和拉伸強(qiáng)度，依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)《GB/T 2567-2008 樹脂澆鑄體性能試驗(yàn)方法》中的要求對(duì)這些參數(shù)進(jìn)行測(cè)定[19]。

按照特高壓GIS盆式絕緣子實(shí)際產(chǎn)品的材料配方及工藝，澆注得到標(biāo)準(zhǔn)要求的啞鈴型試樣。使用SANS電子式萬能拉力機(jī)CMT7504在室溫下對(duì)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，拉伸速率設(shè)定為2 mm/min，在試驗(yàn)過程中同時(shí)使用引伸計(jì)測(cè)量拉伸方向和垂直方向的形變量。盆體材料主要參數(shù)的測(cè)量結(jié)果如表1所示，其為10個(gè)試樣測(cè)定結(jié)果的平均值。

表1 盆式絕緣子盆體固體絕緣材料拉伸試驗(yàn)結(jié)果

在對(duì)10個(gè)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)的過程中，得到盆體材料在拉伸方向的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，在材料破壞之前僅有少許的屈服行為。為了簡(jiǎn)化計(jì)算過程，在仿真計(jì)算過程中，假設(shè)盆體材料在破壞之前為完全彈性形變，無屈服行為。

盆式絕緣子中環(huán)氧樹脂通過固化與中心導(dǎo)體結(jié)合成一體，而破壞形態(tài)中界面處的剝離與此處的結(jié)合強(qiáng)度有關(guān)。因此，有必要對(duì)盆體環(huán)氧樹脂/氧化鋁復(fù)合材料與金屬鋁的結(jié)合強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)定。依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)《GB/T 7124-2008 膠粘劑拉伸剪切強(qiáng)度的測(cè)定(剛性材料對(duì)剛性材料)》制作鋁片粘接試樣[20]，膠粘劑采用盆體的材料配方，固化流程按照盆體材料配方的固化流程進(jìn)行。使用萬能試驗(yàn)機(jī)測(cè)量試樣的剪切強(qiáng)度，拉伸速率設(shè)定為2 mm/min。測(cè)得常溫下環(huán)氧樹脂/氧化鋁復(fù)合材料與導(dǎo)體之間的剪切強(qiáng)度為11.24 MPa，標(biāo)準(zhǔn)偏差為2.85 MPa，界面破壞形式主要為界面破壞。

2.2 仿真計(jì)算過程中的基本理論和假設(shè)

在對(duì)特高壓盆式絕緣子進(jìn)行水壓過程受力分析時(shí)，認(rèn)為盆體材料為彈性體；同時(shí)，導(dǎo)體所采用鋁合金的屈服強(qiáng)度在100 MPa以上，在計(jì)算過程中也可以作為彈性體來考慮。因此，采用有限元方法計(jì)算時(shí)，其各部分應(yīng)力、應(yīng)變的關(guān)系符合彈性力學(xué)理論[21]。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，需要作出幾點(diǎn)假設(shè)[22]：

1) 假設(shè)特高壓盆式絕緣子無缺陷，材料內(nèi)部完全均勻，且各向同性；

2) 假設(shè)水壓試驗(yàn)加壓前，盆式絕緣子僅受重力影響，內(nèi)部無其他應(yīng)力；

3) 假設(shè)導(dǎo)體與盆體絕緣材料為緊密結(jié)合，在計(jì)算的過程中不發(fā)生分離。

在載荷的作用下，物體各部分會(huì)產(chǎn)生相互作用。針對(duì)物體中某一點(diǎn)，在這一點(diǎn)的應(yīng)力可按互相垂直的三個(gè)面分解成每個(gè)面的一個(gè)正應(yīng)力和兩個(gè)切應(yīng)力。正應(yīng)力和切應(yīng)力與物體的變形和材料強(qiáng)度相關(guān)[23]。從盆體材料的拉伸試驗(yàn)得到材料的斷裂伸長(zhǎng)率為0.67%，是典型的脆性材料，因此，對(duì)材料的破壞強(qiáng)度應(yīng)用第一強(qiáng)度理論進(jìn)行判定。第一強(qiáng)度理論又稱為最大拉應(yīng)力理論，適用于脆性材料，其表述是材料發(fā)生斷裂是由最大拉應(yīng)力引起，即最大拉應(yīng)力達(dá)到某一極限值時(shí)材料發(fā)生斷裂。

2.3 盆式絕緣子水壓過程中的受力分析

按照特高壓盆式絕緣子實(shí)際尺寸，建立仿真計(jì)算模型，如圖3所示。計(jì)算中在盆式絕緣子凹面加載1 MPa水壓強(qiáng)度。

圖3 特高壓盆式絕緣子水壓試驗(yàn)應(yīng)力計(jì)算模型Fig.3 Stress calculation model of UHV basin-type spacer during the hydraulic mechanical test

對(duì)水壓試驗(yàn)中特高壓盆式絕緣子的應(yīng)力傳遞過程進(jìn)行計(jì)算，得到其應(yīng)力分布。由于盆體材料的破壞機(jī)理主要為第一強(qiáng)度理論，因此將計(jì)算結(jié)果中盆式絕緣子的第一主應(yīng)力分布提取出來，得到圖4中應(yīng)力分布圖。

圖4 特高壓盆式絕緣子水壓試驗(yàn)時(shí)應(yīng)力分布情況Fig.4 Stress distribution of UHV basin-type spacer during the hydraulic mechanical test

盆體上第一主應(yīng)力最大值出現(xiàn)在圖4中圈出的部位，達(dá)到了17.4 MPa。盆體材料的拉伸強(qiáng)度為73.0 MPa，按照第一強(qiáng)度理論，需要水壓強(qiáng)度達(dá)到4.2 MPa以上時(shí)，盆邊上應(yīng)力最大位置才會(huì)發(fā)生破壞。計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[24]中試驗(yàn)結(jié)果相符合。水壓計(jì)算結(jié)果表明，若不考慮導(dǎo)體與盆體材料之間的界面問題，完全發(fā)揮出盆體絕緣材料的性能，特高壓盆式絕緣子的水壓強(qiáng)度可以達(dá)到4.0MPa以上。

未對(duì)導(dǎo)體與盆體之間界面進(jìn)行有效處理時(shí)，特高壓盆式絕緣子水壓破壞值常在2.0 MPa左右，并且破壞由界面處引發(fā)。為了分析界面處破壞產(chǎn)生的原因，沿界面路徑提取水壓試驗(yàn)時(shí)界面處的應(yīng)力分布情況(界面路徑為圖3中沿導(dǎo)體邊沿由上至下)，并折算為2.0 MPa水壓強(qiáng)度時(shí)的應(yīng)力值，得到圖5中曲線。

圖5 2.0MPa水壓下特高壓盆式絕緣子水壓試驗(yàn)中界面處的應(yīng)力曲線Fig.5 Stress curves at the interface of UHV basin-type spacer in the hydraulic mechanical test under 2.0 MPa water pressure

經(jīng)過折算，當(dāng)水壓強(qiáng)度為2.0 MPa時(shí)，界面處第一主應(yīng)力最大值為12.4 MPa，沿界面路徑的正應(yīng)力最大值為11.5 MPa，對(duì)應(yīng)的軸向和徑向切應(yīng)力分別為5.4 MPa和3.2 MPa。第一主應(yīng)力的值都遠(yuǎn)小于盆體絕緣材料的拉伸強(qiáng)度73.0 MPa，不足以使盆體材料發(fā)生破壞。界面處的切應(yīng)力遠(yuǎn)小于盆體材料與鋁導(dǎo)體直接的剪切強(qiáng)度11.24 MPa，不足以使盆體材料發(fā)生破壞。即使水壓強(qiáng)度達(dá)到4.2 MPa時(shí)，界面處應(yīng)力也不足以使界面處盆體材料發(fā)生破壞或者界面處出現(xiàn)剝離。

因此，在水壓試驗(yàn)過程中，僅考慮水壓對(duì)特高壓盆式絕緣子的作用時(shí)，界面處不應(yīng)先發(fā)生破壞，那么可以推定在此界面處有其他方面的應(yīng)力貢獻(xiàn)存在。結(jié)合計(jì)算時(shí)所作的假設(shè)以及實(shí)際生產(chǎn)過程，盆式絕緣子界面處的應(yīng)力應(yīng)該由其生產(chǎn)工藝所引入。

3 特高壓盆式絕緣子固化過程中引入的界面應(yīng)力分析

在盆式絕緣子的生產(chǎn)過程中，界面處應(yīng)力的引入主要通過兩個(gè)途徑：一方面在盆體澆注過程中，環(huán)氧樹脂固化產(chǎn)生收縮，會(huì)在其內(nèi)部以及與導(dǎo)體的界面處產(chǎn)生應(yīng)力；另一方面盆式絕緣子固化完成之后，需要從固化溫度降至室溫。由于盆式絕緣子導(dǎo)體與盆體材料之間熱膨脹系數(shù)不匹配，在降溫的過程中，兩者收縮量存在差異，因此在兩者之間界面處會(huì)產(chǎn)生界面應(yīng)力。

對(duì)于盆式絕緣子中各材料之間熱膨脹系數(shù)不匹配的問題，在盆式絕緣子設(shè)計(jì)初始已經(jīng)考慮過，所選擇的盆體材料和導(dǎo)體的線性熱膨脹系數(shù)接近[25]。在電壓等級(jí)較低時(shí)，盆式絕緣子尺寸較小，界面應(yīng)力問題還未凸顯。隨著電壓等級(jí)達(dá)到特高壓，盆式絕緣子的尺寸不斷增大，兩種材料收縮量不匹配導(dǎo)致的界面處應(yīng)力集中問題愈發(fā)凸顯。因此，在特高壓盆式絕緣子設(shè)計(jì)過程中，僅靠等比例放大低電壓等級(jí)盆式絕緣子的尺寸，將導(dǎo)致不同材料之間界面應(yīng)力集中問題，盆式絕緣子整體的機(jī)械強(qiáng)度將無法滿足標(biāo)準(zhǔn)要求[4]。也就是說，導(dǎo)體與盆體之間的界面問題是大尺寸盆式絕緣子獨(dú)有的問題。

現(xiàn)有測(cè)量應(yīng)力的技術(shù)對(duì)界面處的界面應(yīng)力尚不能準(zhǔn)確測(cè)量[26]，因此對(duì)界面處的應(yīng)力分析主要采用仿真計(jì)算的方式進(jìn)行。

3.1 計(jì)算中涉及的溫度范圍內(nèi)材料性能的測(cè)量

根據(jù)計(jì)算需要，使用林賽斯L75VS1400C線性熱膨脹儀，對(duì)導(dǎo)體材料和盆體材料的線性熱膨脹系數(shù)進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量溫度范圍為20 ℃～150 ℃，測(cè)量結(jié)果如圖6所示。在測(cè)量溫度范圍內(nèi)，盆體環(huán)氧復(fù)合材料的線性熱膨脹系數(shù)大于中心導(dǎo)體。盆體材料在玻璃化轉(zhuǎn)變溫度110℃以上時(shí)，其線性熱膨脹系數(shù)大幅上升。

圖6 特高壓盆式絕緣子主要材料的線性熱膨脹系數(shù)和彈性模量隨溫度變化曲線Fig.6 Linear thermal expansion coefficient and elastic modulus of materials used in UHV basin-type spacer at different temperatures

在計(jì)算中還需引入不同溫度下中心導(dǎo)體和盆體材料的彈性模量。中心導(dǎo)體鋁材料在測(cè)量溫度下的彈性模量變化很小，可由查閱相關(guān)文獻(xiàn)得到。使用萬能試驗(yàn)機(jī)配合烘箱對(duì)盆體材料在不同溫度下的彈性模量進(jìn)行測(cè)量，每隔25 ℃取一個(gè)點(diǎn)，待溫度穩(wěn)定30 min后進(jìn)行測(cè)量，其他測(cè)量條件與常溫下彈性模量測(cè)量相同，測(cè)量結(jié)果如圖6所示。隨著溫度的增大，彈性模量逐漸降低，在玻璃化轉(zhuǎn)變溫度之前，盆體材料彈性模量在5 500 MPa以上；而在玻璃化轉(zhuǎn)變溫度之后，彈性模量大幅度下降，材料向橡膠態(tài)轉(zhuǎn)變。在計(jì)算過程中，兩個(gè)溫度點(diǎn)之間的彈性模量采用插值的方式獲得。

3.2 降溫過程中界面應(yīng)力計(jì)算和分析

特高壓盆式絕緣子的盆體材料在玻璃化轉(zhuǎn)變溫度以上逐漸進(jìn)入橡膠態(tài)，開始表現(xiàn)出一些非完全彈性體的行為。在橡膠態(tài)下，盆體材料可通過一定的形變吸收部分應(yīng)力。綜合以上兩個(gè)原因，在玻璃化轉(zhuǎn)變溫度以上不能將盆體材料完全按照彈性體進(jìn)行處理。因此在對(duì)特高壓盆式絕緣子降溫收縮過程進(jìn)行分析時(shí)，主要考慮盆體材料玻璃化轉(zhuǎn)變溫度至室溫這個(gè)溫度區(qū)間。在此溫度之下，盆體材料依然主要表現(xiàn)為彈性行為，可采用經(jīng)典彈性力學(xué)處理。

特高壓盆式絕緣子盆體環(huán)氧復(fù)合材料的玻璃化溫度在110 ℃以上，各廠家之間略有不同。本次研究按照110 ℃降低至室溫25 ℃時(shí)，對(duì)特高壓盆式絕緣子降溫收縮產(chǎn)生的應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，得到盆式絕緣子第一主應(yīng)力分布，如圖7所示。

圖7 特高壓盆式絕緣子降溫收縮后第一主應(yīng)力分布Fig.7 First principal stress distribution after cooling and shrinkage of UHV basin-type spacer

從第一主應(yīng)力的分布圖中可以看到，導(dǎo)體與盆體之間界面處應(yīng)力相對(duì)集中。盆體材料與導(dǎo)體相比，彈性模量和拉伸強(qiáng)度都小得多，因此在計(jì)算和分析時(shí)，主要考量界面處盆體材料中的應(yīng)力分布。界面處的第一主應(yīng)力反映界面處盆體材料發(fā)生破壞的可能性，而界面處的切應(yīng)力反映界面兩側(cè)材料之間相對(duì)運(yùn)動(dòng)的趨勢(shì)。對(duì)界面上第一主應(yīng)力和兩個(gè)切應(yīng)力進(jìn)行提取，得到圖8中的應(yīng)力曲線，應(yīng)力的正負(fù)代表方向。

第一主應(yīng)力最大值出現(xiàn)在導(dǎo)體與盆體之間界面的上、下邊沿處，最大值達(dá)到了26.9 MPa。根據(jù)試驗(yàn)研究[27]，盆體材料的固化過程中同樣會(huì)對(duì)中心導(dǎo)體產(chǎn)生一定的應(yīng)力作用。如果考慮盆體材料固化過程在界面處產(chǎn)生的應(yīng)力，此界面處的第一主應(yīng)力最大值與盆體材料的拉伸強(qiáng)度仍有較大差異，不足以導(dǎo)致盆體材料的直接開裂。

圖8 特高壓盆式絕緣子降溫收縮后界面處應(yīng)力曲線Fig.8 Stress curves at the interface after cooling and shrinkage of UHV basin-type spacer

界面處除第一主應(yīng)力之外，切應(yīng)力同樣不可忽視。在切應(yīng)力的長(zhǎng)期作用下，盆體材料可能會(huì)發(fā)生微小位移或形變，這種微小的位移和形變可能導(dǎo)致界面兩側(cè)材料之間結(jié)合強(qiáng)度的下降[28]。從圖8上切應(yīng)力的曲線得出，界面處兩種切應(yīng)力的最大值達(dá)到了15.8 MPa。

計(jì)算得到的界面處的切應(yīng)力大于由標(biāo)準(zhǔn)試樣測(cè)得的盆體材料與鋁導(dǎo)體之間的剪切強(qiáng)度11.24 MPa，且超出了標(biāo)準(zhǔn)偏差的范圍。但在不施加外力的情況下，此處界面未出現(xiàn)剝離，造成這種現(xiàn)象的原因可能有兩個(gè)：一方面測(cè)量得到的剪切強(qiáng)度是在自由狀態(tài)下，即試樣的界面處除了受到剪切力外不受其他力的作用，而實(shí)際盆式絕緣子的界面處還要受到盆體對(duì)導(dǎo)體的壓應(yīng)力；另一方面實(shí)際使用的導(dǎo)體表面會(huì)做噴砂處理，增大了兩者之間的粘接強(qiáng)度。

切應(yīng)力過大是形成界面處氣隙的一個(gè)主要因素，即使沒有形成氣隙，也會(huì)造成界面處結(jié)合強(qiáng)度的下降。這也就解釋了特高壓盆式絕緣子在水壓試驗(yàn)之后，界面處出現(xiàn)圖2中的大面積剝離現(xiàn)象。對(duì)于這種設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)，界面處計(jì)算得到的切應(yīng)力為試驗(yàn)得到的盆體材料與鋁導(dǎo)體之間剪切強(qiáng)度的1.4倍。要保證界面處的結(jié)合強(qiáng)度，按照工程設(shè)計(jì)時(shí)采取一定安全裕度的折算方式，計(jì)算得到界面處切應(yīng)力應(yīng)在9 MPa(11.24 MPa的80%)以下時(shí)，才有可能保證在水壓試驗(yàn)過程中此界面不先出現(xiàn)剝離。

在水壓試驗(yàn)過程中，當(dāng)水壓強(qiáng)度達(dá)到一定值時(shí)，導(dǎo)體與盆體之間的界面處一旦出現(xiàn)剝離，那么此時(shí)界面處開始受力不均，其受力形態(tài)如圖9所示。受力不均將導(dǎo)致局部先發(fā)生破壞，并最終導(dǎo)致特高壓盆式絕緣子由中心導(dǎo)體與盆體界面處開始的破壞，使得盆體材料未充分發(fā)揮出其強(qiáng)度。

圖9 水壓試驗(yàn)時(shí)界面處剝離之后應(yīng)力分布圖Fig.9 Stress distribution after interface peeling during the hydraulic mechanical test

由于切應(yīng)力的存在，特高壓盆式絕緣子在運(yùn)行過程中可能因外力作用而出現(xiàn)局部剝離形成微氣隙。界面處一旦出現(xiàn)氣隙等缺陷，則可能進(jìn)一步誘發(fā)局部放電，長(zhǎng)期作用最終導(dǎo)致絕緣失效，出現(xiàn)類似于文獻(xiàn)[29]中的運(yùn)行事故。

3.3 界面應(yīng)力緩釋問題討論

現(xiàn)有對(duì)于界面應(yīng)力的解決途徑有兩條，改變界面形狀或者在導(dǎo)體表面涂覆界面材料。研究表明[4, 5]，兩種方式均可在一定程度上緩解界面應(yīng)力的問題。涂覆界面材料的方式對(duì)現(xiàn)有的工藝影響最小，并且對(duì)電學(xué)方面的性能基本無影響，因此制造廠家更加傾向于采取這種方式。

現(xiàn)有廠家采用的界面材料主要為橡膠類界面材料。在界面層涂刷橡膠類界面材料之后，橡膠材料在硫化的同時(shí)與導(dǎo)體結(jié)合在一起。橡膠層具有較好的彈性，可以通過彈性形變吸收一部分收縮產(chǎn)生的應(yīng)力。在水壓試驗(yàn)過程中，橡膠層同樣可以通過形變吸收一部分應(yīng)力。因此，可從這兩方面著手，對(duì)特高壓盆式絕緣子中導(dǎo)體與盆體之間的結(jié)合強(qiáng)度進(jìn)行提高，從而提升特高壓盆式絕緣子的水壓強(qiáng)度。

然而，特高壓盆式絕緣子所采用的橡膠類界面材料與鋁導(dǎo)體之間的結(jié)合強(qiáng)度較低，造成橡膠材料對(duì)應(yīng)力的吸收能力一旦飽和，則可能發(fā)生橡膠層與金屬導(dǎo)體之間的剝離現(xiàn)象。最終在特高壓盆式絕緣子水壓破壞之后，出現(xiàn)導(dǎo)體和盆體之間大面積的徹底剝離，如圖10所示(黑色為界面材料)。橡膠類界面材料在盆式絕緣子破壞后，絕大部分依附在盆體上，僅在導(dǎo)體的部分位置有留存。因此，在解決界面應(yīng)力的問題時(shí)，需要考慮界面材料對(duì)界面應(yīng)力的緩釋作用，還需考慮界面材料與鋁導(dǎo)體和盆體材料之間的結(jié)合強(qiáng)度。

圖10 特高壓盆式絕緣子界面剝離后導(dǎo)體嵌件照片F(xiàn)ig.10 Photo of conductor after peeling of UHV basin-type spacer

通過計(jì)算和分析，特高壓盆式絕緣子導(dǎo)體與盆體之間界面處應(yīng)力集中，易造成盆式絕緣子機(jī)械強(qiáng)度降低，且可能造成界面處缺陷的產(chǎn)生。界面處的應(yīng)力主要來自于盆式絕緣子中環(huán)氧復(fù)合材料的固化收縮和降溫收縮兩個(gè)過程。切應(yīng)力是影響盆式絕緣子機(jī)械強(qiáng)度的主要因素，可造成盆體與導(dǎo)體之間的剝離，在界面處產(chǎn)生微氣隙等缺陷。因此，必須采取有效措施，對(duì)界面處的應(yīng)力進(jìn)行緩釋。

4 結(jié) 語

本文對(duì)特高壓盆式絕緣子中心導(dǎo)體與盆體絕緣材料之間界面應(yīng)力進(jìn)行了研究，通過仿真計(jì)算分析了特高壓盆式絕緣子界面應(yīng)力的形成機(jī)理，結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象討論了界面應(yīng)力在特高壓盆式絕緣子中的作用過程。

對(duì)比水壓破壞形態(tài)和應(yīng)力分布情況，水壓試驗(yàn)過程中界面處應(yīng)力不足以造成盆體材料的破壞，造成特高壓盆式絕緣子機(jī)械強(qiáng)度降低的主要原因是生產(chǎn)過程中引入的中心導(dǎo)體與盆體絕緣材料之間界面處的應(yīng)力。

特高壓盆式絕緣子在澆注完成后的降溫過程中，從玻璃化轉(zhuǎn)變溫度降低至室溫，界面處兩種切應(yīng)力的最大值可達(dá)到15.8 MPa。界面處的切應(yīng)力是造成水壓試驗(yàn)后界面處出現(xiàn)大面積剝離的主要因素，界面處切應(yīng)力過大使盆式絕緣子未能充分發(fā)揮盆體材料的強(qiáng)度性能。另一方面，界面處切應(yīng)力會(huì)導(dǎo)致特高壓盆式絕緣子的中心導(dǎo)體與盆體之間或者中心導(dǎo)體與界面材料之間的局部剝離，形成微氣隙，給盆式絕緣子的長(zhǎng)期穩(wěn)定運(yùn)行帶來隱患。