复合绝缘（共9篇）
复合绝缘 篇1
摘要：文章比较了复合绝缘子和瓷和玻璃绝缘子在直流污闪特性方面区别, 以人工污秽试验的方式, 满足我国特高压直流工程建设的一些需要。主要从试验准备入手, 然后阐述试验结果。希望文章内容能为相关人员提供一些帮助。
关键词：复合绝缘子,瓷合玻璃绝缘子,直流污闪特性
有很多学者对不同类型的绝缘子直流电气开展了相应研究。在电压的影响下, 绝缘子的污闪特性没有随爬距增加出现线性关系, 积污较少的是结构简单的绝缘子, 并能对伞裙和"短接"电弧起到抑制的作用。复合绝缘子自洁能力较差, 积污较重对泄露距离的使用效率较低, 与瓷合玻璃绝缘子相比, 相同情况下, 需要很小的爬距。相比之下, 复合绝缘子更有优势, 结构更加简单, 效率很高, 具有较好的耐污性能。
1 绝缘子特性比较准备
1.1 比较地点
选取一个大型多功能人工气候室, 高为12.6米, 直径为8.3米, 该地点的海拔为232m。电源选用的是可控硅±600k V/0.5A双反馈直流, 动态压降会在泄漏电流为0.5A时小于5%, 电压纹的指数小于3%, 能够达到IEC对直流污闪特性的相关电源要求, 并严格遵守接线原理。
1.2 比较材料
选取标准悬式瓷和绝缘子XP-160、XZP-210, 悬式玻璃绝缘子LXZP-210、LXZP-300, 直流复合绝缘子FXBW-±500/160短样A、B和短样C FXBW-±800/400, 这些材料的相关参数如表1所示。
在图中结构高度为H;电弧距离为h;瓷和玻璃绝缘子盘径为D;复合绝缘子大伞径为d1, 小伞径为d2;爬距为L。
1.3 比较方法
对上述材料采用固体层的方法染上污物。复合绝缘子选用定量涂刷法, 各种污物下灰密与严密的比例为6:1, 染污前预处理会使材料表明的憎水性受损, 降至HC4-HC5, 材料预处理后1小时完成涂污工作, 24小时后进行比较。瓷和玻璃绝缘子运用的是浸污法, 并将这些材料用蒸汽雾湿润。每串染污绝缘子应进行4~5次闪络试验, 然后污秽度相同时, 瓷和玻璃绝缘子涂污3次, 复合绝缘子A、B涂污5次, 复合绝缘子C涂污3次, 然后重复进行实验比较。
2 绝缘子特性比较结果
2.1 比较数据
比较数据表明, 在5~25片绝缘子材料的直流污闪特性和串长成线性关系, 所以得出不同盐密下, 7种复合绝缘子和瓷和玻璃绝缘子的情况, 如表2、表3所示。
因为复合绝缘子很难对污秽染涂程度和表面憎水性破坏进行控制, 所以比较数据存在一定误差。
2.2 污秽影响特征指数的对比
通过比较, 污秽绝缘子50%闪络电压U50和 (|ESDD之间可以用以下公式进行表示:
公式中:绝缘子结构和材料有关的系数为A; (|ESDD给U50带来的影响的特征值为α。
因为不同的绝缘子类型和材质, α的数值具有明显差异。通过表4能够得知直流电源下, 复合绝缘子的α值范围是0.264~0.290, 瓷和玻璃绝缘子的α值范围是0.315~0.354, 复合绝缘子的α值明显小于复合绝缘子。表明直流电源下, 盐密对复合绝缘子的影响比瓷和玻璃绝缘子小。
2.3 沿面50%闪络电压梯度的对比
根据表2和表3的结果和相关公式, 能够计算出不同类型绝缘子沿面50%闪络电压梯度EL和盐密的变化情况, 如图1所示。
不同绝缘子根据 (|ESDD的增加, EL会有所降低。在不同盐密下, 除了复合材料C的EL比参照物———玻璃绝缘子的数值小之外, 其他复合绝缘子的EL都比瓷和玻璃绝缘子要大, 而且根据 (|ESDD增长, 绝缘子材料的EL会逐渐下降并趋于平缓。瓷和玻璃绝缘子污层表面因为受潮而形成的连续水膜有一定差异, 与之相反, 复合绝缘子污层表面有一定憎水性, 受潮时会出现多个独立水带和区域性水膜, 高阻干区出现在水带和水膜之间, 使绝缘子的污层电阻有所提高, 局部电弧和泄漏电流的发展受到阻碍, 闪络电压增加, 高阻干区的可溶性盐不充分溶解会导致无法完全发挥导电功能, 在EL的影响下, 瓷和玻璃绝缘子比复合绝缘子的盐密影响小。
在复合绝缘子分类中, 相同盐密的情况下, 复合材料C的EL最小。从图1分析可知, 复合材料A、B、C的爬高比分别是3.352、3.224、3.638, 若结构高度有所变化, 那么片地增加的爬电距离不会使污闪电压的梯度提高, 可能会因为伞裙间距的缩小, 造成直流电弧与伞裙短接, 爬距利用率有一定降低, 同时复合材料C伞盘和杆径大于复合材料A、B, 有较小的绝缘电阻。通过以上分析能够得知, 复合绝缘子伞形结构对50%闪络电压梯度具有重要作用。
3 结束语
通过上文对复合绝缘子与瓷和绝缘子的直流污闪特性的比较分析, 能够得知复合绝缘子的直流污闪电压很少受到污秽程度的影响, 根据α值的比较情况, 复合绝缘子要比瓷和玻璃绝缘子的数值小。瓷和玻璃绝缘子的EL小于复合绝缘子, 而且后者的EL值会根据盐密升高而有所降低, 并逐渐低于瓷和玻璃绝缘子。在复合绝缘子中, 其结构形式会对污闪特性有重要意义, 尤其是类型和伞裙结构。在盐密相同的情况下, 复合材料C的EL最小, 复合材料A、B的耐污性能都高于复合材料C。所以, 无论污秽度出现何种变化, 直流模式下, 复合绝缘子的爬电距离的有效值 (KS) 要大于瓷和玻璃绝缘子。若有污秽程度相同的前提, 那么复合绝缘子材料A、B的爬电比距只能达到瓷和玻璃绝缘子的78%左右, 并随着污秽程度的增长, 突出耐污性能。
参考文献
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复合绝缘 篇2
关键词：芯棒；振动；应力；疲劳破坏；使用寿命；气动漩涡 文献标识码：A
中图分类号：TG335 文章编号：1009-2374（2016）13-0074-02 DOI：10.13535/j.cnki.11-4406/n.2016.13.035
运行过程中，在伞套和均压环的正常保护下，芯棒的机械振动疲劳性能决定其使用寿命。测量复合绝缘子疲劳性能的机械振动试验法的成本很高，用数值模拟法计算使用寿命较简单，但建模及有限元分析的工作量仍然不小。本文在前面学者的研究基础上，提出一种不需要建模和有限元分析，可以直接计算出结果的方法。
1 导线振动次数计算
运用线性疲劳损伤累积法则，需要计算出各风速下导线振动的循环次数。这可以根据当地年均风速分布来确定某风速在一年内出现的时长，与该风速下导线的振动频率，得到振动的循环次数。
3 算例
根据前面所讨论的方法，估算某耐张段的复合绝缘子芯棒的使用寿命，绝缘子型号FXB1-220/100，导线型号LGJ300/25。
导线发生谐振所需风速较小，通常为0.5～10.0m/s，将此风速范围以0.5m/s步长分成19个风速段，共20个风速节点。已知导线外径d=23.76mm，由式（1）得各节点风速下导线的振动频率。
平原地区20m高度全年平均风速为，则
=1.158，=2.316，代入式（4）得各风速段的发生概率，即导线在该风速段的计算振动频率的发生概率。将发生概率代入式（5）得该计算振动频率在一年内的振动时间，再由式（6）得振动次数。
已知导线运行张力=31695.8N，计算截面=333.31mm2，可得到比载=31107.4Pa.m，进而可得到悬挂点处芯棒的静态应力=954.1MPa，由式（9）计算芯棒在静态应力作用下的极限应力，即应力幅。
已知芯棒拉伸强度=600MPa，材料常数=10，=0.017，代入式（7）得到仅应力幅作用时的使用循环次数，从而可得到振动次数与使用循环次数比值，即使用系数，如表1所示。
累加使用系数得=0.1162，代入式（10）得使用壽命y=8.6年。实际工程中的振动角一般达，则使用寿命范围在7.5～9.9年。
4 结语
第一，计算研究芯棒的使用寿命是8.6年，高出复合绝缘子的统计平均寿命7年。复合绝缘子的寿命还受到伞套或金具的机械或电气破坏的影响，而本文以芯棒受伞套和均压环的正常保护为前提。实际上芯棒的使用寿命除受振动疲劳影响外，其他原因还包括芯棒脆断、酸性物质侵蚀、高温破坏等。综合考虑，芯棒的实际使用寿命要小于8.6年。
第二，导线发生谐振所需风速通常在0.5～10.0m/s之间，发生谐振不显著地区的复合绝缘子芯棒的使用寿命不能由本文计算方法得出。这是本文方法不同于数值模拟法的根本所在。与数值模拟的疲劳分析法相比，算例表明本文方法的简单与快捷。但因为不考虑数值模拟法所做的微观分析过程，本文的计算误差可能大过数值模拟法，这个误差比较将进一步研究。
参考文献
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作者简介：郑松源（1985-），男，山东寿光人，广东电网有限责任公司应急抢修中心工程师，研究方向：应急管理。
复合绝缘 篇3
随着我国电网规模的不断扩大,发展特高压是为了加强全国联网、提高电网安全稳定运行水平。根据国家电网公司特高压工程建设规划,到2020年,要建成国家电网特高压交流骨干网架和19回跨区特高压直流工程,共27条特高压线路。特高压GIS设备作为特高压电网最重要的组成部分,因其结构具有“细、高、柔”等特点,地震易损性高,尤其出线套管结构,一旦发生地震,易损性更高,这就要求对此类元件设备耐震性进行研究。
1复合绝缘子套管结构模拟分析
经过特高压示范工程及后续工程的沉淀,目前特高压GIS布置和基础的设计趋于标准化。GIS设备除出线套管的重心较高外,其余设备的重心均较低。
特高压GIS设备的支架设计时考虑了足够的强度,经过相关计算,具有较大的安全系数,对地震波的放大作用极小。故在地震波作用下,同一大板上的设备之间的变形和应力均较小,仅需考虑不同大板之间设备的影响,然后出线套管布置在单独的大板上,对于重心较高的出线套管应力变化将是主要考虑的对象。
首先利用ANSYS、DASAPW分析软件对复合绝缘子套管进行材料特性及0.5g加速度地震应力进行模拟计算。
1)结构分析:1 100 k V GIS复合绝缘子套管结构由塔形筒、盆式绝缘子、复合绝缘子、底架、导电杆组成,如图1所示。地震时该结构主要敏感部件为复合绝缘子、导电杆,敏感部件特征尺寸如表1所示。
2)风载计算:当V=10 m/s时,基本风压w0=V2/1 600=0.062 5 k N/m2,地震地面水平X或Y方向加速度0.5g,竖起Z方向0.4g,结构阻尼比2%。根据GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》算出复合绝缘子风荷载为729 N[4]。
3)地震响应谱:水平方向地面加速度为5m/s2(0.5g),阻尼比取2%。DASAPW计算地震响应谱,并计算出复合绝缘子套管24阶振型频率最大为61.45 Hz。
输入机械性能常数(套管厂家提供)见表2,按照GB/T 13540—2009、IEC 60071-2:2003要求的响应谱(RRS)[5],水平方向地面加速度为5 m/s2(0.5g),分别使用X+Z向和Y+Z向两种情况进行响应谱分析,各阶振型地震响应的叠加水平求和的平方根,地震应力与静载荷应力按绝对值组合,使用DASAPW软件进行分析。
通过模拟分析计算得知,使用X+Z向和Y+Z向地震响应谱,地面水平方向加速度取0.5g,竖直方向加速度取0.4g,结构阻尼按2%计算。计算结果表明,叠加静力载荷的应力后,地震工况下的材料许用应力采用破坏应力除以1.67,大风工况下的材料许用应力采用破坏应力除以2.5,结构各部件许用应力安全系数都大于1,材料最小安全系数如表3所示,1 100 k V GIS复合绝缘子套管满足标准(0.5g)的要求。
2复合绝缘子套管真型试验研究
按照1 100 k V GIS复合绝缘子套管试验时结构的完整性,制造了(如图1所示)整套设备(下称样机),抗震试验应符合GB 50260—2013《电力设施抗震设计规范》和GB/T 13540—2009《高压开关设备和控制设备的抗震要求》中规定的要求[5,6]。
2.1试验方案
将样机安装在最大加速度时承载试件最大30 t质量的振动台上,因套管为竖向轴对称结构,不会出现明显的扭转振动,且不是大跨度、长悬臂的电气设备,故可以不考虑竖向地震作用,只进行单水平方向的抗震性能考核。试验为地震波单向激励套管,激振方向为Y向单向。对样机设置应变片、加速度计,共布置了加速度计12个、应变片16个,分布情况见图2、图3,其中A-A/B-B位置见图2。
在套管的底端与重心处各布置了一圈8个应变片,共有应变通道16个。在套管上布置了3层加速度计,主震的Y方向每层2只,X方向每层1只;框架顶端X方向布置了1只加速度计,主震的Y方向布置了2只加速度计,共计加速度通道12个。
2.2试验方法
本次试验选取了两种时程文件作为振动台的输入波:即白噪声(单向白噪声由多功能振动台试验室提供)和标准时程波。白噪声用来测定设备的动力特性,加速度峰值0.08g。标准时程波用来测定结构抗震性能,加速度峰值有0.15g、0.55g两挡。振动台输入的0.08g白噪声加速度时程如图4所示,0.15g标准时程波曲线如图5所示。
实际试验的加载工况如表4所示。
2.3试验结果
在试验工况下,0.55g地震波加载工况下的台面输出反应谱如图6所示。
关键点峰值加速度、峰值应变测量数据见表5、表6。通过对样机真型进行试验后,验证了复合绝缘子套管在地震作用下的结构完整性。在振动台输入地面加速度峰值0.55g时,测得套管根部最大应变值为1 460με,计算出相应的应力约26.28 MPa。然而,根据国内制造水平复合绝缘子的数据弹性模量为18 GPa、许用应力σ为100 MPa。按照试验要求及其他荷载效应进行组合,根据GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》计算套管内压产生的应力为5.52 MPa,风载荷(35 m/s时)产生的应力6.02 MPa,得出各荷载组合下套管最大应力值为37.8 MPa,小于σ(100 MPa),安全系数为2.65。
3结语
1 100 k V GIS复合绝缘子套管经过了有限元模拟分析计算,并首次进行了国内0.55g真型试验的抗震能力考核试验,经研究发现,无论是从理论计算还是从真型试验,均表明了特高压GIS复合绝缘子套管能够满足9级烈度地震的要求,符合Q/GDW 11132—2013标准,复合绝缘子套管由于材料优势明显,抗震性能好[7,8],在该地震烈度的作用下,不影响特高压GIS安全可靠运行。同时,此研究也为高烈度地震地区的其它特高压产品的设计提供了技术参考。
参考文献
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复合绝缘 篇4
【摘 要】本文通过对高压输电线路复合绝缘子断裂机理及断裂特征的分析，以500kV神侯Ⅰ回线195#中相复合绝缘子断串事故为例分析了事故原因，并提出了高压输电线路复合绝缘子在应用及运行维护等环节的意见和改进措施。
【关键词】高压输电线路；复合绝缘子；芯棒；硅橡胶；断裂机理
【中图分类号】F407.61【文献标识码】A【文章编号】1672-5158（2013）07-0440-01
1 引言
复合绝缘子在高压输电线路中的应用越来越普及，国外在20世纪70年代开始试用，目前大部分国家和地区在高压和超高压输电线路中已普遍使用，本文以500kV神侯Ⅰ回线195#中相复合绝缘子断串事故为例，对高压输电线路复合绝缘子的断裂原因进行了分析探讨，以期为复合绝缘子的安全运行提供依据。
2 复合绝缘子断裂机理
2.1 复合绝缘子基本特性及脆断特征
复合绝缘子的结构形式很多，但基本上由芯棒、伞盘、金属端头（帽窝或碗头）等几部分组成。其中芯棒根据生产厂家不同而材质略有区别，但大多基于以下四种材料：①E型玻璃纤维，普通环氧树脂芯棒。（不耐酸碱，？ b=600-800Mpa）；②E型玻璃纤维，改性型环氧树脂芯棒（耐酸性能不良，抗拉强度？b=600-800Mpa）；③ECR型耐酸玻璃纤维，改性型环氧树脂芯棒（耐酸碱，抗拉强度？b>1000Mpa）；④ECR改性型耐酸高温芯棒（耐酸、耐高温，抗拉强度？b=1000Mpa以上）。在复合绝缘子中，存在两个界面：（1）伞裙护套---芯棒粘接界面；（2）密封胶---金具粘接界面。上述二个界面的粘接质量，是复合绝缘子产品质量和使用寿命的关键，如果护套与芯棒界面粘接不良，运行一段时间后，界面开裂，产生空隙，在高压电场下，就会产生局部放电，引起内绝缘破坏及芯棒材料局部老化断裂，密封胶和金具粘结不良，会使潮气浸入芯棒界面，潮气在高压电场下，显示弱酸性，长期侵蚀芯棒及界面，会造成复合绝缘子脆断和轴向击穿。
2.2 复合绝缘子断裂的主要原因
有资料表明，长时间酸蚀是造成芯棒脆断的重要原因。酸的来源有两种：一是复合绝缘子高压端部电场强度较高，电晕严重，空气在电场的作用下电离，产生氮离子与空气中的水结合生成弱硝酸；二是酸雨，尤其在酸雨严重的重污染区。这些弱酸通过端部密封部分直接与芯棒接触，或者沿着复合绝缘子裂纹漫漫渗透，芯棒主要承受拉力的材料是玻璃纤维，由于玻璃纤维对酸性物质较为敏感，在其作用下变脆，形成脆断层，随着时间的推移，脆断层不断增大，芯棒有效面积减少，酸雨对玻璃纤维不断进行腐蚀。芯棒在弱酸的长期作用下发生断裂，待断裂面积达到整个截面的相当比例时，余下部分承受不住导线的重量而发生断裂，伴随着拉丝现象产生复合绝缘子脆断。通常在复合绝缘子的生产、运输、安装过程中，难免有复合绝缘子端部密封不良或损伤，造成复合绝缘子缺陷，这又加速了酸性雨水的渗透，增加了脆断发生的概率。
3 事故分析
3.1 事故简介
500kV神侯Ⅰ回线起始于神头二电厂，止于侯村变电站，1998年11月24日投入运行，线路全长162.33 km，导线为4×LGJX—400/35。线路处于Ⅲ级污区，其中116基铁塔采用型号为FXB-500/180复合绝缘子，该复合绝缘子棒芯为E型玻璃纤维材料，改性型环氧树脂芯棒。
500kV神侯Ⅰ回线自投入运行以来，绝缘子运行状态一直良好。而6月23日195#塔中相复合绝缘子突然发生自导线侧压接出口处断裂。防振锤损坏4个，造成导线五处损伤，其中悬垂线夹小号侧左下线损伤最为严重（断18股，占铝股总截面37.5%）；右下线断17股，占铝股总面积35.4%，线夹损坏；右上线损伤5股，每股损伤2/3。悬垂线夹大号侧右上线断2股右下线断2股的重大事故。
3.2 事故分析
3.2.1 事故绝缘子基本情况
3.2.1.1 事故现场附近有明显污染源（砖瓦厂多座），故障绝缘子及其附近的复合绝缘子均有明显污秽物，导线横担及复合绝缘子无明显的放电痕迹。且根据山西省电力系统雷电探测定位系统的探测记录，故障发生期间附近没有雷电发生，由此可排除事故为污闪或雷击所致。
3.2.1.2 对发生断裂的复合绝缘子断面进行仔细的外观检查发现，断裂面中有一个端面呈发黄的旧痕迹，面另一个端面则有拉断的新痕迹，在端部金具与芯棒连接的密封处发现有密封不良现象，密封处的硅橡胶上发现有水渗透和金具锈蚀的痕迹。由此推断，该复合绝缘子曾存在陈旧性裂纹。
3.2.1.3 断裂位置发生在复合绝缘子导线侧与金具压接出口处，整个断面呈不规则平台状，约1/4面积边缘有拉丝，均压环安装位置及方向符合厂家设计要求，从断裂处测得的复合绝缘子芯棒外护套厚度为2mm。此特征基本符合脆断的特征，因此可初步推断该复合绝缘子断裂事故是由芯棒脆断所致。
3.2.2 事故原因分析
由上述分析可见，该复合绝缘子断裂的主要原因如下：
3.2.2.1 复合绝缘子的芯棒与金具联接处密封层被破坏或芯棒外护套的硅橡胶层有裂纹。
3.2.2.2 195#塔紧靠风口，海拔高，空气流动大，方圆5～10平方公里内没有有利的防风林带，瞬时风速可达7级左右，大风引起的导线振动也加速了芯棒的脆断速度。
3.2.2.3 环境空气中的烟尘含盐密度较大，在线路负荷大时，使得复合绝缘子高压端部电场强度增大，电晕较严重，加速了复合绝缘子的劣化。
4 结论与建议
由前可知，复合绝缘子发生脆断的主要原因是芯棒外护套或密封层受损，在风及环境的影响下，长时间酸性物质的渗透造成的芯棒腐蚀和振动机械力的作用下而产生的。因此，避免或减少复合绝缘子脆断事故发生的有效措施可从生产工艺、运输及安装过程等方面着手。即建议：
4.1 采用耐酸性材料做复合绝缘子芯棒材料
复合绝缘子的生产过程质量管理必须按照国际标准严格把关，由于大气污染越来越严重，酸雨的发生面积不断扩大、酸雨次数也在不断增加，复合绝缘子生产厂家应结合用户所处地理位置的污染情况，有选择地采用不同的耐酸材料做为芯棒材料，并从制造工艺上改进接头的结构，加强密封材料性能的改进，提高密封性能，防止密封失效。
4.2 改进复合绝缘子包装方式
复合绝缘子的包装对保护复合绝缘子质量起重要作用，由于复合绝缘子的硅橡胶层属易脆性材料，易受损坏，而送电线路具有分散、地域范围广、交通困难的特点，材料的运输既有车船运输又有人力抬运。因此，复合绝缘子生产厂家应结合送电线路的特点，采用分散小包装方式，每个包装箱以2～3串为宜，箱体要有一定强度，保证复合绝缘子在运输过程中不受损伤。
4.3 改进复合绝缘子安装方法
复合绝缘子安装过程中的质量控制也很关键，其直接影响复合绝缘子的运行。目前线路施工单位在安装复合绝缘子时大多采用单点起吊安装方式，对110kV和220kV线路，由于绝缘子串长度不很长，整体刚性较好，起吊过程中受弯弯矩一般很小，不会有明显损伤；而500kV线路的复合绝缘子长度达4.45m，属细长杆结构，单点起吊时中间弯矩很大，芯棒外面的硅橡胶层有可能因过度受拉而开裂。
4.4 加强对运行复合绝缘子的检测及维护
聚酰亚胺复合绝缘导线的研制 篇5
聚酰亚胺复合绝缘导线是航空航天领域的重要电子元器件之一,主要用于航空航天及其电子设备等特殊环境及安全可靠性要求高的场合,其具有耐高低温冲击、耐高能电子辐射、耐各种油品及溶剂、耐氧化、耐弯曲、抗开裂等特点,且外径小,重量轻,机械强度高。随着我国新一代商用飞机及军用飞机的研制开发和生产,对聚酰亚胺复合绝缘导线的需求量猛增。由于受到生产技术制约、原材料性能不稳定的影响,国内电缆生产厂家很难保证该类导线性能指标的一致性,因此导致该类导线长期依赖进口,价格高昂,交货周期长。为改变目前的情况,本公司开展了聚酰亚胺复合绝缘导线的自主研制。
1主要性能指标
依据SAEAS22759/87B标准规定,本公司所研制的聚酰亚胺复合绝缘导线主要性能要求如表1所示。
2结构设计和材料选择
为了满足260℃环境使用要求,聚酰亚胺复合绝缘导线的导体常采用多股镀镍软铜线同心绞合。
聚酰亚胺复合绝缘导线采用的复合绝缘结构可综合发挥不同绝缘材料的性能优点,实现材料性能的互补,满足绝缘导线重量轻、外径小、电性能好、机械强度高、耐高温、耐酸碱、耐老化、耐弯曲、耐环境性等性能要求。
该复合绝缘结构的内绝缘层常采用聚酰亚胺薄膜。聚酰亚胺薄膜具有优越的电性能及较高的机械强度,密度较小,耐高低温,耐高能电子辐射等特点,广泛使用于航空航天领域。但由纯聚酰亚胺薄膜绕包的导线存在不阻燃,不耐水解,绝缘层很难与内导体剥离等缺点,尤其是其所组成的线路系统容易发生串弧现象。因此,为了避免上述问题,通过多方调研反复试验,改用了双面涂覆改良型聚四氟乙烯的聚酰亚胺复合薄膜(FP/PI/FP),如图1所示。这种导线用聚酰亚胺复合薄膜轻型标称厚度仅为0.03mm,普通型厚度为0.05 mm;在绕包烧结时,外表面涂层(聚四氟乙烯)与外绝缘间能够相互粘连,提高聚酰亚胺薄膜的熔封效果;内表面极薄的0.0025mm聚四氟乙烯涂层提高了与 内导体之 间的可剥性;内外表面涂层还提高了聚酰亚胺材料的耐水性能及阻燃性,并有效弥补了不耐串弧性这一弱点,同时又不影响其电性能。
该复合绝缘结构的外绝缘层采用聚四氟乙烯生料带绕包。聚四氟乙烯具有耐高低温、耐老化、耐各种溶剂、阻燃等特点,并且有优异的密封性,经烧结处理后,能与内层聚酰亚胺复合薄膜的表面涂层(聚四氟乙烯)粘结,提高了产品绝缘层的紧密性,进一步提高了绝缘的可靠性。最终的聚酰亚胺复合绝缘导线结构如图2所示。
3关键生产工艺
聚酰亚胺复合绝缘导线的生产工艺流程较为简单,具体包括导体绞合→绕包内绝缘→绕包外绝缘→烧结→复绕→成品检验。其中绕包、烧结工艺对绝缘导线的电性能、机械物理性能、外径、重量以及耐环境性等性能有较大的影响,是生产聚酰亚胺复合绝缘导线的关键工艺。
3.1导体绞合
通常导体绞合结构分为正规绞合与同向束合两种。根据该导线产品的特点以及相关方案论证,采用了同向束合结构。在导体绞合过程中,采用紧压模具将绞线进行紧压,在相同电性能下,导体外径仅为正规绞合导体外径的96%,使导体截面积占导线截面积的90% 以上,从而减小了导线外径。同时,为克服同向束合紧压绞合导体结构没有正规绞合导体外观圆整,以及由此引起的与薄膜绕包绝缘剥离力较大等问题,我们在同向紧压结构基础上,借鉴了正规绞合的工艺形式,形成了一种同心同向紧压绞合工艺。该工艺通过调整导体在绞合过程中的内外层节径比,以及各层紧压模具的配合,最终确保了绞合后的紧压导体外观较圆整,结构稳定。在之后的聚酰亚胺复合绝缘导线电性能测试时,导体直流电阻完全符合设计要求。
3.2绕包
绕包搭盖率的控制将直接影响聚酰亚胺复合绝缘导线的质量。如果绕包搭盖率过小,将导致导线电性能(耐电压、绝缘电阻)不合格;绕包搭盖率过大,将会使导线重量超标。根据设计要求,内、外绝缘的薄膜绕包搭盖率宜为(50.5~54.0)%±1.75%,这对绕包工艺提出了很高的要求。以24AWG导线为例,导体标称外径为0.60mm,如果采用宽5mm聚酰亚胺复合薄膜绕包,则薄膜绕包节距仅允许有0.08mm的偏差。对影响绕包搭盖率的相关生产设备因素进行了分析,如图3所示,可见切膜机及绕包机的加工精度对绕包搭盖率的控制非常关键,其主要工艺参数包括薄膜宽度、薄膜厚度、牵引速度、绕包速度、绕包张力等。
在上述工艺参数中绕包张力最容易被忽视,但其非常关键。早期,在完成设备调试并确定其它工艺参数之后,进行的多次样品试制总是无法将薄膜绕包搭盖率控制在设定范围内,且剥离力也不均匀。为此,我们对样品搭盖率规律性改变的现象进行再次分析,终于发现问题在于绕包张力的设置,不同规格产品,绕包的薄膜宽度不同,绕包张力也应随之调整。如果设定的绕包张力过大,则绕包时薄膜易被拉伸变形造成导线外径不均,绝缘出现色差,绝缘层难以与导体剥离,严重时会造成薄膜断裂(尤其绕包外绝缘聚四氟乙烯生料带时),这不仅影响了导线外观,而且还会使导线绝缘性能劣化;如果设定的绕包张力太小,则绕包时过松的薄膜容易造成导线外径不均,绝缘起皱,绕包节距不均,松套等现象,同样影响导线的外观和电性能。为了解决这一难点,我们根据绕包盘内外圈直径、薄膜带宽、薄膜带厚以及绕包转速,计算绕包带力矩,获得绕包头力矩,以此更新设备软件功能的设定进行补偿,从而使绕包张力恒定,并控制在合理水平上。
3.3烧结
烧结工序是对绕包的内、外绝缘层进行熔封,最终使内、外绝缘层熔合成一体,以提高导线外层强度。烧结质量不仅影响到导线的外观和机械物理性能,而且与导线的电性能、耐环境性也密切相关。在烧结工序中烧结温度的设定非常关键。烧结温度太高,会使内、外绝缘层烧结过度,出现变脆,起皮等现象;烧结温度过低,会出现内、外绝缘层烧结不牢,容易剥离,同时致使外绝缘层(聚四氟乙烯层)的机械强度未能获得提高。
聚酰亚胺复合绝缘导线绝缘层是由双面涂覆改良型聚四氟乙烯的聚酰亚胺复合薄膜与聚四氟乙烯生料带两种不同的材料共同绕包而成,烧结时内层聚酰亚胺复合薄膜通过涂覆于两面的聚四氟乙烯薄层进行自熔封并与外层聚四氟乙烯生料带熔封成型。但内层聚酰亚胺复合薄膜和外层聚四氟乙烯生料带的烧结熔封温度及时间各不相同,在烧结炉中内层聚酰亚胺复合薄膜在450℃保持12s即可熔封成型,而外层的聚四氟乙烯生料带烧结则较难,在相同的温度下则需要保持3min才可熔封成型。为使外层聚四氟乙烯生料带烧结成型,导线需要在高温烧结炉中保持较长的时间,但这会使内层聚酰亚胺复合薄膜因烧结时间过长而变硬、变脆,紧紧包裹在导体上,使绝缘与导体间难以剥离;如果减少高温保持时间,内层聚酰亚胺复合薄膜可烧结成型,但外层聚四氟乙烯生料带则会因未完全烧结成型而缺乏强度,未完全烧结成型的熔融聚四氟乙烯生料带的黏度较高,使得绝缘在剥离时同样较难,且同时降低了导线的机械强度。为了解决上述问题,我们采取了增加烧结温度,同时减少烧结时间的方法,以达到内、外层绝缘材料同时烧结成型。
我们针对不同规格的聚酰亚胺复合绝缘导线进行了大量的烧结工艺试验,以期获得相应的烧结温度、牵引速度。图4示出了绕包线规格为24AWG导线,速度为4m/min的聚酰亚胺复合绝缘导线烧结温度梯度曲线,可见该曲线主要分为以下几个阶段:a.烧结预热段。聚四氟乙烯的熔点是430℃,在此温度以上其结晶结构消失,转变为透明的无定型凝胶状态,并伴随比体积增大25%。在预热段过程中,由于聚四氟乙烯的热导率 较低,在熔点以上温度,体积变化较大,而内导体吸热又快,使得绝缘层升温速度缓慢,因此我们 将预热段 温度设定 成从480℃开始,逐渐加温至560℃,以确保导线绝缘层表面温度在预热段内达到430℃左右。b.烧结熔封段。由于聚四氟乙烯材料的烧结 熔封温度上限为460℃,因此我们将烧结熔封段的最高温度设定为580℃,使绝缘层表面温度从430℃迅速升高至460℃,实现充分烧结封熔。c.烧结后结晶段。绝缘层材料分子的结晶度对导线的物理和力学性能有着一定的影响,结晶度越大,其物理力学性能越高,反之亦然。通常绝缘层材料分子的结晶程度与烧结后的冷却速度有关,极其缓慢的冷却速度有助于分子材料的重结晶,使得结晶度较高,相反如果迅速冷却,则能阻止无定型凝胶的重结晶,使得结晶度较低。但聚四氟乙烯材料即使处于最快的冷却速率下,结晶度也会在50%左右,可见其对冷却速度不太敏感,烧结后聚四氟乙烯结晶度一般都在50%~70%之间。由于聚四氟乙烯在430~460℃温度范围内有最大的结晶速度,因此我们将结晶段温度设定为550℃,确保绝缘层表面温度为430~460℃。聚酰亚胺复合绝缘导线按上述烧结温度曲线烧结熔封后,所测得的绝缘可剥性和绝缘耐磨性有了很大的提高。
4性能测试
通过对聚酰亚胺复合绝缘导线的结构设计和材料选择,以及对导体绞合、绕包、烧结工艺的摸索,掌握了产品的关键性工艺技术,成功研制了聚酰亚胺复合绝缘导线。我们对试制的HYY87样品进行了相关性能测试,测试结果列于表2,可见各项性能均达到了的设计要求,且达到国外同类产品水平。
虽然我国航空高端线缆生产企业对聚酰亚胺复合绝缘导线的研制还处于初始阶段,市场占有率处于空白状态,但为满足我国自主研制大型运输机及客机的大量需求,必须加快步伐,早日实现自主研发,自主生产,自主创新。在聚酰亚胺复合绝缘导线的研制过程中,我们通过新材料的应用,确保了产品电气性能和机械物理性能的良好,提高了产品的可靠性,使其可在恶劣环境条件下使用,满足现代航空航天装备发展的需求。
摘要：航空航天用聚酰亚胺复合绝缘线缆是国际上近几年发展起来的,并广泛运用于航空航天等高端领域。详细介绍了聚酰亚胺复合绝缘导线的设计和生产工艺,同时通过测试验证了该导线满足了重量轻、外径小、机械强度高、耐高低温等性能要求,可适应各种苛刻的环境。
含缺陷复合绝缘子的加速老化试验 篇6
关键词：加速老化,复合绝缘子,含人造缺陷,水煮实验,蚀孔
0 引言
复合绝缘子由于其优秀的防污闪特性被越来越多地应用于电力系统中,良好的生产质量是复合绝缘子能够长期安全运行的首要条件,在制造过程中,不允许在复合绝缘子中含有内部缺陷,例如裂隙、脱粘等[1,2,3]。一旦复合绝缘子含有内部缺陷,将很容易出现老化过程,例如局部放电、护套蚀孔与闪络等[4,5,6]。目前,关于内部缺陷对老化过程的影响尚没有一个清晰全面的认识[7],为了优化复合绝缘子的生产工艺,提高其出厂质量,需要针对含内部缺陷的复合绝缘子的老化过程进行更多的研究。
本文主要对含缺陷的复合绝缘子进行人工加速老化试验,试验结果有助于我们理解含交界面缺陷复合绝缘子的老化过程。所采用的试验方法也推荐成为鉴定复合绝缘子交界面质量的补充手段。
1 试验样品
进行加速老化实验的短绝缘子在芯棒与护套交界面上含有不同类型的人造缺陷,缺陷尺寸见图1。人造缺陷主要包括以下类型:
(1)导通缺陷(铜片,厚0.2 mm,宽20 mm,长40～60 mm)。
(2)半导通缺陷(木片,厚1 mm,宽20 mm,长40～60 mm)。
(3)部分区域粘结性丧失60 mm×20mm(长×宽)。
(4)无缺陷(对照组)。
加速老化试验所用的电极与水煮试验类似[7],电极结构见图2。
2 试验方法
将短绝缘子样品加装电极进行加速老化试验,接地电极与1个高采样率的泄露电流采集装置相连,以监控加压过程中的泄露电流波形与局部放电脉冲波形。整个加压装置安装在雾室中,室内的温度与相对湿度均可控。
在试验开始前,采用下列方法之一对含人造缺陷绝缘子样品进行预处理:1)使用真空干燥箱在50℃下进行干燥;2)不同时长的水煮试验;3)在50℃下对水煮后的样品重新进行干燥。
不同的预处理过程可以更好地帮助我们理解水分侵入对于复合绝缘子老化机理以及泄露电流的影响。为了比较含不同缺陷的复合绝缘子的泄露电流特征,对其施加逐步升高的试验电压,初始试验电压3 kV,每次升压2 kV,至33 kV为止。每次升压后,维持电压不变持续至少1 min。如果泄露电流仍随时间变化,则继续保持电压,直至泄露电流稳定或者有闪络发生。在试验过程中,使用红外相机(FLIR T330)观测样品的温度分布情况。
3 试验结果
3.1 水煮样品对试验结果的影响
为了研究材料吸水的影响,测量了含不同缺陷(缺陷长度60 mm)以及经过不同预处理样品的泄露电流。预处理方法包括50℃干燥、蒸馏水中水煮24 h和66 h,以及水煮后重新干燥(50℃)。在正常环境下进行试验,无人造雾,环境温度T=25℃±1℃,相对湿度RH=60%～70%。如果没有特殊说明,下面所得的泄露电流都是在电压稳定1 min后测量的结果。
对于50℃下进行试验的样品,当试验电压低于29 kV时,所有样品的泄露电流均低于0.2 mA (图3)。泄漏电流结果显示:含铜片缺陷的复合绝缘子在试验电压约为9 kV时出现了内部局部放电。而对于含木片缺陷的样品,同样在试验电压高于29 kV时观察到内部局部放电现象的发生。
经过水煮之后,样品的泄露电流发生显著变化。对于经过24 h水煮的样品,含木片与含区域脱粘的样品的泄露电流值,分别在试验电压为21 kV与25 kV时出现了明显的上升(图4)。而对于经过6 6 h水煮的样品,在所有样品中均出现了泄露电流幅值的大幅升高(图5)。
在试验过程中,当泄露电流大幅度升高时,通过红外相机也可以观察到复合绝缘子样品表面温度上升,并且在缺陷位置附近出现局部发热点(图6、图7)。只有不含缺陷的完好的参照绝缘子的泄露电流与表面温度分布没有明显的变化。
图6、图7红外相片的结果显示,水分可以进入复合绝缘子交界面的缺陷内,当水分进入后,缺陷位置的电导率将上升,局部电流密度增大,从而引起了复合绝缘子内部的局部发热。
含铜片缺陷与木片缺陷的样品上的发热点温度均达到了红外相机最高测量值(130℃)。而红外相机所测量的仅是样品的表面温度,并且红外相机有量程(130℃)限制。因此可以想见的是,样品芯棒与护套交界面处的温度要高于130℃,这个温度足以导致芯棒与护套材料的热老化,并且在含木质与铜片缺陷的绝缘子护套上也出现了蚀孔,这说明在加压过程中,护套材料出现了热老化。含铜片缺陷样品,蚀孔出现时实验电压为20 kV,而含木片缺陷样品,蚀孔出现时实验电压为15 kV。并且在蚀孔出现前,可以听到明显的电晕放电噪音,电晕放电出现几分钟以后,可以听到爆裂声,并且护套上出现热蚀孔(图8)。对于含宏观交界面缺陷的整支复合绝缘子也出现了类似的蚀孔。当水分侵入绝缘子以后,在缺陷中凝结,引起局部过热进而造成蚀孔[5]。这些蚀孔可能会造成绝缘子出现进一步的老化[8,9],例如局部放电、漏电以及水解,对护套与芯棒材料造成损害,最终引起绝缘子的断裂[4]。
最后,对水煮后重新干燥的复合绝缘子进行试验,重新干燥时间超过24 h。试验结果显示,泄露电流没有明显上升,样品绝缘子也没有出现局部放热现象。因此可以推断,重新干燥过程有效地去除了水煮绝缘子缺陷中存在的水分。
3.2 缺陷长度对试验结果的影响
为了研究缺陷长度对泄露电流与发热的影响,分别采用含3种不同长度木片缺陷的复合绝缘子进行试验,长度分别为6 cm、5 cm、4 cm,缺陷距离接地电极的长度分别为1 cm、2 cm、3 cm。同时在干燥环境与雾室中进行加压试验。
对于经24 h水煮后含不同长度缺陷的样品,其泄露电流变化情况大致相同,但是,在同一试验电压下,所含缺陷长度越短,泄露电流越小(图9)。因为随着缺陷长度的减小,样品绝缘子的整体电阻也有所上升,因此造成泄漏电流的降低。另一个值得关注的现象是,在所有样品中,局部发热点的温度均大于130℃(图10)。并且所含缺陷越短的样品,其发热时实验电压越高,发热时泄露电流上升得越快。此外,当泄露电流超过0.2 mA后,所有样品均出现明显的放热。所以对于含湿润木片缺陷样品,0.2 mA是1个判断发热与否的关键泄漏电流值。
为了估算泄漏电流密度的关键值Jcr,考虑木片缺陷的尺寸:厚度0.1 cm,宽度2 cm,可得:
因此,可以认为,当泄露电流密度Jcr=1mA/cm2时,复合绝缘子将出现局部放热与热蚀孔过程。需要注意的是,这是一种近似的估计,是没有考虑端部效应的(缺陷边缘电流将集中分布)。因此在实际中,可能造成明显局部放热的最小电流密度会大于1 mA/cm2。但是通过试验结果,我们仍然看出,当绝缘子中出现某些导电性或者半导电性缺陷时,将易于发生热蚀孔现象。
3.3 人工雾环境对试验结果的影响
为了研究外部环境对绝缘子蚀孔形成过程的影响,使用水煮24 h后的含木片缺陷与含偶联剂缺失缺陷样品进行试验(缺陷长度60 mm)。绝缘子在雾室中悬挂方式与前述试验不同,高压电极安装在雾室底部。
在雾室中,当实验电压达到27 kV,样品出现局部放热时,其局部温度最高约为39℃(图11(a)),低于干燥环境下的绝缘子局部发热温度约65℃(图1 1(b)),这主要是由于水分的冷却作用造成的。因此可以认为,雾气能够快速带走复合绝缘子交界面处的热量。并且,泄露电流的升高主要是由于硅橡胶护套湿润后,其表面电流升高造成的,护套内部沿交界面传导的电流实质是变小的,因此产生的热量也更小,局部发热点的温度也更低。
4 结论
本文主要介绍了对含缺陷的复合绝缘子进行的人工加速老化试验。试验绝缘子含有不同类型的运行或生产中常见的交界面缺陷。在试验中主要研究了水分侵入与大雾天气对绝缘子老化过程的影响。
含缺陷复合绝缘子在水煮试验后,水分进入绝缘子内部,改变了复合绝缘子缺陷附近的电阻。对水煮后的样品加压后可以发现,其泄露电流变化明显。当泄露电流超过0.2 mA时,通过红外相机观察发现,复合绝缘子上缺陷位置以及缺陷端部出现局部发热,发热区域形状与缺陷尺寸相关。试验结果证明,当复合绝缘子护套与芯棒交界面处存在缺陷时,复合绝缘子可能会出现局部发热与护套热蚀孔现象,特别是在潮湿与阴雨天气中,当水分进入缺陷以后,绝缘子护套更易出现蚀孔。
参考文献
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复合绝缘 篇7
以往水电站发电机出口母线通常采用电缆和共箱母线, 而中型水电站电流大, 多数采用共箱母线, 但共箱母线在技术上和结构上越来越难满足母线发热和短路电动力的要求, 由此引起附加损耗、集肤效应系数的增大, 造成截流能力的下降、电流分布不均匀, 致使电站送出的电能损失较大, 影响电站安全经济运行和供电的可靠性。为解决上述问题, 以下提出了采用复合绝缘铜管母线的设计方法来改善母线材料的有效利用率, 提高母线机械强度的方法。
2 母线的选择
在国内水电站中发电机出口电压在10kV以下, 额定电流在4000A以下, 发电机出口母线普遍采用的是电缆和共箱母线。选用电缆需采用多根电缆并联, 存在敷设、安装困难等诸多缺点;选用共箱母线亦需选用多根矩形铜排并联, 其集肤效应系统增大, 由此引起的附加损耗增大, 铜排发热量增加, 造成载流能力的下降、电流分布不均匀, 致使电站稳定运行有较大困难;而复合绝缘铜管母线是为了适应变电站容量不断扩大, 电流不断加大而开发的新型产品, 同时也为电站的选用提供了有力的支持和保证, 给电站设备以安全和环保的新概念, 符合我国环保节能、可持续发展的基本国策。
根据电站发电机出口电压在10kV以下, 发电机电流4000A以下, 对选用的母线进行了简单的对比可知:电流在1000A以下时, 选用电缆是经济可靠的。但是由于电缆本身的强度太低, 在需要跨越大跨距的障碍物时比较困难;电流在1000A-3000A时, 电缆要多根并联, 电流不均匀, 而且在电缆接头的处理要求较高, 选用共箱母线容易造成了材料的浪费和自身损耗较大, 也易造成温升过高, 同时故障点多, 每年运行检修维护成本较高;电流在3000A 以上时, 共箱母线及电缆都难以适应大电流的要求, 采用绝缘管型母线较容易满足大电流的要求。它具有强度高、导电性能好、损耗低, 虽然造价略高, 但是综合性价比高。
3 绝缘铜管母线的结构和优点
3.1 结构
复合绝缘铜管母线结构 (如图1所示) 是由①导电铜管;②半导电层;③主绝缘层;④均压层;⑤铜网接地屏;⑥热缩绝缘管;⑦绝缘护套管组成, 铜管母线经弯管和加工后, 在恒温恒湿无尘的净化环境下进行绝缘的制作。管母线端部与设备的连接:采用弧形金属压板, 通过螺栓将软铜带紧固在母线的端部, 接触电阻为零, 此部位温升低于导体。母线与母线的中间对接:采用开口铜套、不锈钢套套在母线上紧固, 接触电阻为零, 此部位温升低于导体。
3.2 优点
1) 载流量大, 非常适合于大电流回路 :绝缘管母线采用导电铜管或铝锰合金导电铝管作导体, 空心的圆管导体相对常规矩形导体和电缆具有表面积大, 导体表面电流密度分布均匀, 电场分布均匀。电晕起始电压高等优点, 空心的圆管导体的集肤效应系数Kf接近于1, 交流电阻小, 因而母线的功率损失小。因此空心的圆管导体是大电流回路的理想载体。
2) 绝缘铜管母线的集肤效应系数低, 电流分布均匀, 交流电阻小, 因而线路损耗低。
3) 铜管母线为屏蔽式、套管式绝缘铜管母线, 外面有金属屏蔽、密封、防水、金属材料屏蔽外壳, 接地后其电位为零。采用弹性体绝缘材料。
母线主绝缘材料层厚5.0mm, 工频耐压为55kV/ 1分钟, 35kV母线耐压水平可达到 200kV, 可消除外界潮气灰尘影响, 防止意外和人为事故短路, 提高运行安全性。
4) 绝缘铜管母线的允许应力为共箱母线的几倍, 可承受的短路电流大, 机械强度高, 使得母线支撑跨距加大。同时架构简明、布置清晰、安装方便, 减少了土建构架基础等工作量, 维护工作量减少。
5) 国家标准三级防污距离为≥230mm , 绝缘铜管母线防污距离为≥800mm, 是国家标准的 3 倍以上, 所以绝缘铜管母线没有污闪。绝缘铜管母线取消了支柱绝缘子, 采用金属屏蔽, 外壳接地, 电位为零, 支撑部位外壳有凝露也不会产生放电。
6) 复合绝缘铜管母线为空心导体, 母线内径风道能自然形成热空气对流, ( 室内和室外的气压差, 能自然形成热空气对流) , 散热条件好, 导体温升低。终端连接头和中间接头接触电阻小、温升低、终端连接头与中间接头 (母线连接金具) 均采用圆环抱箍式与铜管连接, 圆与圆之间受力均匀, 接触表面积大, 接触表面大于导体截面的10倍。
4 实例计算
用复合绝缘铜管母线作为发电机出口母线的设计方案, 已在某水电站设计中运用, 如图2所示。
图中铜管母线导体支撑构件跨距达到了6m, 以下将对管形母线选型及6m跨距所受的电动力进行校验。
等壳水电站工程装机容量为3×40MW, 单元接线, 发电机额定电流2700A, 选用Φ80/8 (外径80, 壁厚8) 铜管母线。
1) 短路电动力产生的水平弯距M及短路电动力fd的计算如下:
fd=1.76 (ich2/α) β
2) 根据系统及电站的短路电流计算, l0kV短路峰值电流ich=2.55×Id=2.55×37.57=95.81kA
3) 管导体相间距离α=300mm, 管形母线振动系数β=0.58
因此fd=1.76 (95.82/30) ×0.58=312.29kg/m
M=0.125×fd×L2×9.8=0.125×95.81×36×9.8=4225.3N·m
4) 短路状态时母线所承受的最大应力为:σ=100M/W
管导体的截面系数W=0.1[ (D2-d2) /D]=59.04
因此σ=100 (4225.3/59.04) =7156.7N/cm2
该值小于铜导体最大允许应力13720N/cm2, 故满足短路电动力的要求。
根据以上计算可以看出, 在母线大跨距布置方案中, 该水电站10kV复合绝缘铜管母线跨距选用6m完全满足短路电动力的要求, 极大的减少了支撑构件, 母线构架简明、布置清晰、极大地减少了安装工程量、维护工作量少, 达到电站经济运行的目的。
5 结束语
综上所述, 复合铜管导线具有强度高、导电性能好、损耗低, 虽然造价略高, 但是综合性价比高。以上提出了用绝缘铜管母线作为发电机出口母线的设计方案, 已在水电站中进行了应用, 投产以来设备运行情况良好, 达到了为电站节能降耗的要求。
参考文献
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[2]高压配电装置设计技术规程, DL/T5352-2006[Z].
[3]金属封闭母线, GB/T8349-2000[Z].
[4]电力工程电气设计手册[M].中国电力出版社.
复合型绝缘子在网运行研究 篇8
关键词：复合型,绝缘子,在网运行
1 复合绝缘子断裂紧急事故案例
2011年11月, 深圳局所辖500 k V岭深乙线N21塔A相双串复合绝缘子中大号侧串下端接近均压环位置出现断裂, 深圳局即刻紧急停电和更换A相并联串合成绝缘子。为找出复合绝缘子断裂紧急事故的原因, 深圳局及其所委托的权威机构通过试验进行了查明。
1) 深圳局利用红外精确测试技术, 全面检查500 k V岭深甲乙线607串复合绝缘子, 其中红外测温记录显示:87串复合绝缘子的高压端端部温度提升1℃~5℃;58串复合绝缘子的高压端端部温度提升5℃以上, 其余复合绝缘子相对正常。
2) 借助外观检查、污秽测量、红外检测、紫外检测、剖查试验等手段, 发现复合绝缘子的护套和芯棒界面均存在局部放电现象, 在高场强和机械压力的持续作用下, 芯棒逐渐蚀损并断裂。除此之外, 复合绝缘子设计时没有充分考虑均压环, 在电压作用下, 绝缘子的高压端端部强值高于平均水平, 也会引起端部温度上升。
2 复合绝缘子断裂紧急事故检测
为保证复合绝缘子在网正常运行, 笔者针对以上深圳局所辖500 k V岭深乙线N21塔A相双串复合绝缘子断裂紧急事故的案例情况, 对该紧急事故展开全方位的检测, 以提炼出规避复合绝缘子断裂事故的具体方法。
2.1 外观检查
为便于观察, 在复合绝缘子发生断裂后, 将掉串断裂绝缘子和并联但未断裂的绝缘子分别定义为A和B, 待测量的绝缘子外观参数为伞裙、大伞间距、芯棒直径、杆径、大伞直径、小伞直径、单元数、公称长度、公称爬距、表面积, 经比对测量, A、B绝缘子的整体参数均一致, 但老化程度和积污有明显差异, 其中绝缘子A高压端呈深黑色, 绝缘子B高压端呈浅灰色, 可见A的积污程度较为严重。除此之外, 判断绝缘子是否掉串断裂, 还可通过表面光泽进行判断, 并且破损的部位存在多处蚀孔, 除了断口和蚀孔之外没有看到其他破损。
2.2 断口观察
通过外观检查, 找出掉串断裂位置后, 发现断口横断面的形态有差异点, 初步判断导致绝缘子断裂的原因有多方面, 并选择断裂绝缘子距离球头端头51 cm位置的高压端断口进行观察。
断口一:断口位置芯棒蚀孔向对面大约有30%~40%面积呈乳白色, 未发现腐蚀迹象, 而蚀孔右下侧的合模缝位置呈深褐色, 表示该部位芯棒受到长期腐蚀, 并且可能由蚀孔导致。如图1所示。
断口二:断口位置芯棒呈扫帚状, 且相比于下侧断裂位置的乳白色纤维长度, 深褐色的环氧树脂纤维长度更短, 因此, 可初步推断该断口与绝缘子的脆断故障无关, 主要是因为未腐蚀和已腐蚀纤维的受力特征不同。如图2所示。
2.3蚀损点观察
关于断裂绝缘子的蚀损点, 有凸起点和蚀损孔, 将外力轻微施加在凸起位置, 就会马上塌下, 形成蚀损孔。蚀损点主要分布在接近高压端的14个单元内, 并在蚀损点周围发现可能由于机械力造成的芯棒裂纹, 甚至有部分蚀损孔侵蚀到芯棒位置, 并开始腐蚀绝缘子的芯棒。蚀损点形成的复合绝缘子高压侧击穿孔如下图3所示。
2.4 其他检测
除了以上三种检测方法, 断裂绝缘子表面憎水性和污秽度测量、红外特性与异常电晕测量、材料渗透试验和吸水试验等, 均为辅助检测复合绝缘子断裂事故的重要手段。
2.4.1 断裂绝缘子表面憎水检测
按照实验标准分级绝缘子A与B的憎水性, 其中绝缘子A高压端上表面、A高压端下表面、A低压端上表面、A低压端下表面、B高压端上表面、B高压端下表面、B低压端上表面、B低压端下表面的憎水性分级分别为HC5、HC6、HC6、HC3、HC5、HC4, HC6、HC2。通过试验, 可以看出相比于绝缘子B, 复合绝缘子A整体表面的憎水性较差, 尤其是高压端表面的憎水性。
2.4.2 红外特性与异常电晕检测
复合绝缘子A和B在318 k V实验电压下, 分别观察A和B的红外特性, 其中A高压端和中部距离高压端14个单元周围的温度明显上升, 并有明显电晕现象, 而B仅在高压端周围出现温度上升和电晕。由此可以推断, 绝缘子温度上升的原因, 与电晕放电具有直接关联。如下图4所示。
2.4.3 芯棒材料渗透试验和吸水性实验
根据渗透实验的基本要求, 以15 min作为单位观测时间, 发现芯棒材料在这个时间内未能渗透到表面, 而将芯棒材料加工成为50±1 mm的棒段, 并在50℃温度环境中进行烘干, 24 h后放在温度23℃的离子水内浸泡, 24 h后取出吸干表面水分, 再进行称重, 发现复合绝缘子A和B的吸水率都在0.05%以内, 在一定程度上可能会老化材料。通过解剖故障绝缘子, 并分析水分对材料老化的影响, 发现芯棒材料里面的玻璃纤维与水分、臭氧等依次发生离子交换、玻璃侵蚀、腐蚀等反应, 其中离子交换和玻璃侵蚀为芯棒内的玻璃纤维, 而芯棒和护套被腐蚀后, 水与局方产生臭氧, 使得芯棒的机械性能不断下降。尤其是在多雨或者潮湿的季节, 存在缺陷的绝缘子被渗入水蒸气, 使得电导率和泄露电流密度增大, 从而形成发热点, 长期暴露在这种环境中的芯棒, 就会逐渐老化。
3 在网运行预期效益
根据以上复合绝缘子断裂事故的检测分析结果, 我们需要进一步采取措施, 提高绝缘子在网运行的效益水平。
3.1 在网运行措施
关于复合绝缘子的在网运行, 其具体措施包括完善热对流试验, 分析发热与积污之间的关系, 控制场强。
3.1.1 完善热对流试验
上文检测说明复合绝缘子内部存在缺陷, 并在环境温度、相对湿度、风速等环境因素以及材质本身的影响下, 造成温度上升。为此, 我们需要进一步完善热对流试验, 准确掌控环境因素和材质情况, 以便准确描述出绝缘子内部实际温度的变化情况。期间需要借助拍摄器材和取景器材, 取证发热区域的影响情况。通过取证, 发现绝缘子内部温度上升后, 表面温度集中在中心位置, 并逐渐往周围梯形扩散, 从而形成了温线形状。为了避免取证分辨率不足问题, 在观测时候不能选择太大的观察区域, 以及在利用红外摄像机观察发热区域的时候, 要特写发热区域, 这样才能提高热对流试验的完整性和精确度。
3.1.2 分析发热与积污之间的关系
经研究, 可见存在缺陷的绝缘子内局部温度上升后, 外部同位置的积污程度会逐渐加重, 而积污部位在潮湿的环境中, 发热的现象会更加剧烈, 虽然不能完全证明局部发热与积污之间存在必然联系, 但仍可说明两者之间存在相互作用, 需要进一步深入研究。在检测发热绝缘子的时候, 针对已经存在发热现象的绝缘子, 在检查其表面积污程度的同时, 还要检查绝缘子的憎水性、机械性能等, 以此掌握绝缘子整体的电气性能和机械性能, 以及绝缘子的老化状态。
3.1.3 场强控制
鉴于绝缘子沿面场强分布的不均匀现象, 譬如高压端周围的场强比较大, 并引发水珠电晕和发热现象, 而且会起局部放电, 在臭氧和水分环境中发生化学反应, 形成腐蚀性的硝酸, 从而降低了绝缘子的机械性能。为此, 我们需要控制绝缘子端的场强, 笔者建议借助有限元软件, 就高压端沿面场强的分布情况, 合理安排绝缘子均压环的尺寸和安装位置等。
3.2 在网运行效益
通过以上复合绝缘子断裂事故的检测和在网运行控制, 案例工程的在网运行可预计获得以下几方面的效益。
3.2.1 有利表面场强控制值设定
复合绝缘子水珠电晕问题的解决, 对于绝缘子表面场强控制值设定, 能够提供合理的依据, 而且可以解释绝缘子特殊放电和不明闪络的原因, 对于绝缘子断裂事故的控制, 具有非常重要的工程参考意义。
3.2.2 减少绝缘子更换成本
绝缘子断裂的电晕放电、憎水迁移失效、沿面烧蚀、闪络等, 需要更换绝缘子, 以保证电网的可靠性。合理的检测手段和控制手段, 能够保证绝缘子的正常运行, 并且减少断裂事故的发生, 对于线路安全运行的成本控制, 起到实质性的作用。
3.2.3 保证绝缘子的安全运行
本文通过研究, 提出红外图像检测、紫外图像检测等, 适用于电网工程现场的操作需求, 有效地保证绝缘子安全运行。
4 结语
综上所述, 复合绝缘子的在网运行, 断裂事故是亟需解决的工程事故之一, 而文章通过对深圳局所辖500 k V岭深乙线N21塔A相双串复合绝缘子断裂事故检测的研讨, 提出了该工程绝缘子在网运行的控制措施和运行效益, 对其他工程具有一定的参考借鉴意义。
参考文献
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[3]杨朝军, 杨根绪.辐离开关支柱瓷绝缘子断裂原因分析和预防[J].电力安全技术, 2012 (4) :60-61.
新型航空用复合绝缘绕包线的研制 篇9
在航空航天领域, 为了减轻电子线缆重量, 提高飞行器有效载重, 国际上比较先进的电线电缆都趋向于使用各类复合材料。聚四氟乙烯 (PTFE) /聚酰亚胺 (PI) /PTFE复合带和PTFE生料带组合绝缘电线电缆就是使用此类新材料和新工艺的代表。该类电线电缆具有的电性能优异、机械性能好、重量轻、耐干湿电弧、使用温度范围广等特点, 使其近年来在航空航天领域得到越来越广泛的应用。目前在我国自主研制的大飞机和大型运输机、直升机中也大量使用了该类电线电缆。为此, 我们也展开了该类电线电缆的研制工作。
1 航空航天用线缆绝缘材料的要求
众所周知, 作为电气绝缘的主要形式之一的电线电缆绝缘, 实际上是追求电气性能、热性能和机械性能的综合平衡, 包括耐磨性能、耐切割性能、耐化学介质、阻燃性、发烟量、工作温度等级、介电性能等性能的综合平衡。相比于一般地面用线, 航空航天线缆无疑有着更多的、实际的、特殊的要求, 例如必须考虑绝缘材料的重量、真空逸气性, 对原子氧、紫外线、高能辐照的抵御能力, 以及它的阻燃性、机械性能, 甚至线缆生产时绝缘材料的工艺性能。在航空航天史上, 因电气绝缘和线缆绝缘材料引起的失效、事故不在少数。同时, 对于像直升机、战斗机、大型运输机和大型客机这样的飞机设计者而言, 所面临的首要问题莫过于飞机自身重量的降低, 对于飞机中数百公斤重的电子线路系统和构成有效载荷的电子元件, 都必须设法减轻它们的重量。重量的减轻可以提高直升机、战斗机的灵活性和战斗能力, 增加运输机的有效载荷。
虽然含氟塑料和PI是非常优良的电线电缆绝缘材料, 到目前为止, 仍在航空航天线缆中占有十分重要的地位, 但是随着航空航天技术的发展, 它们的不足之处也越发明显。例如PTFE、全氟烷氧基树脂 (PFA) 、全氟乙烯丙烯共聚物 (FEP) 的耐高低温性能与真空逸气性能优异, 耐紫外辐射、耐原子氧攻击, 但其密度较大 (一般为2.15~2.20g/cm3) , 耐辐照性能差, 这些在一定程度上限制了其在航空领域的应用;乙烯-四氟乙烯共聚物 (ETFE) 机械强度大、密度小、耐辐照性能优异, 但其耐温等级低;PI的机械强度大、密度小、耐辐照性能优异, 但其存在不耐电弧、不耐原子氧等致命缺陷。
为了避免各种常规含氟塑料和PI的缺陷, 使材料更适合航空航天领域, 进而研制了交联乙烯-四氟乙烯共聚物 (X-ETFE) 和PTFE/PI复合薄膜。X-ETFE既具有氟塑料优异的电气性能、优良的耐紫外辐射、耐原子氧攻击性能, 又具有其他氟塑料不具备的耐辐照性能, 非常适合航空航天苛刻的使用环境, 最重要的是X-ETFE的密度大大低于其他氟塑料, 仅为1.75g/cm3, 这对线缆轻量化有着重要的意义, 且经过辐照交联的X-ETFE的耐辐照指标达1.08Gy, 适合苛刻的航天环境。PTFE/PI复合薄膜中PTFE的机械性能差、密度大、不耐辐照, PI的机械强度大、耐辐照、密度小, PTFE/PI复合薄膜发挥了两者的优点, 实现材料性能上的互补, 其连续使用温度可达260℃, 密度为1.8g/cm3, 耐潮、耐水解、耐磨、耐辐照、阻燃, 且克服了纯PI绝缘不耐电弧、不耐原子氧的性能, 由于PI两侧有含氟聚合物, 绝缘层在烧结之后可有效黏合在一起, 黏结力强, 可靠性高, 采用PTFE/PI复合薄膜绝缘的线缆非常适合航空航天苛刻的使用环境。
2 结构设计和制造工艺
我们设计的新型航空用复合绝缘绕包线采用了镀银/锡/镍铜或铜合金绞合导体, PTFE/PI复合薄膜+PTFE薄膜 (生料带) 组合绝缘, 通过精密绕包和高温烧结形成密实的整体, 该产品结构如图1所示, 制造工艺流程如图2所示。下面将对其制造工艺要点进行详细叙述。
2.1 导体拉丝
我们采用了直线式拉丝工艺和模具孔径的电阻式测量方法。在直线式拉丝工艺中, 线径与牵引轮直径成正比, 因而能有效克服传统拉丝机由于线径与牵引轮直径成反比带来的拉丝过程中丝材受损的问题。模具孔径的电阻式测量方法就是利用丝材电阻与直径平方成反比, 直径的微小变化会引起电阻的显著变化, 在丝材经过孔径时对其电阻进行测量。该方法能十分廉价地实现极小模具孔径的快速、精确测量。
2.2 导体绞合
由于导体线径极细, 为确保绞合后产品的长度能满足要求, 需要重点解决绞线时放线去应力和绞后去应力问题, 同时合金导体的强度较高, 需要重点在绞合中进行去内应力处理, 因此我们在原有绞合工艺基础上提出了增加退扭处理的技术方法。该方法的实施可有效消除导体中因绞合而产生的内应力, 从而为提高绞线的成品率和绞线品质, 最终满足导体的物理性能和电性能要求提供技术保证。
2.3 绝缘切带
由于该绕包线对绕包搭盖率的要求非常精确 (50.4%~54.0%) , 但其导体线径较细, 使得绕包带宽有非常小的公差波动都会对绕包搭盖率造成很大的波动, 因此良好的切带工艺水平是实现精密绕包技术的前提。切带工艺质量主要包括绝缘带宽公差控制、外观有无毛刺或瑕疵缺口。由于该绕包线绝缘材料采用PTFE/PI复合薄膜, 复合薄膜中间层材料为PI, 两边为PTFE, PTFE是所有工程材料中摩擦因数最小的, 仅为0.01~0.10, 因此在切带过程中极易发生因薄膜滑动造成切割宽度出现偏差。同时, PTFE/PI复合薄膜韧性较大, 在切带时造成的所有微小的毛刺或瑕疵缺口在绕包张力的作用下都有可能造成断带, 因此在切带时必须及时更换刀片, 防止毛刺或瑕疵缺口的产生。此外, PTFE生料带强度低, 有自黏性, 故在切带过程中应仔细, 并保持切带张力稳定、均匀。
2.4 绝缘绕包
绝缘绕包工艺是该绕包线的关键加工工序。高质量的新型航空用复合绝缘绕包线的导线直径、绕包薄膜宽度和厚度、搭盖率、绕包节距、绕包角度之间必须实现完美配比, 同时在结构设计时必须考虑薄膜的拉伸。在绕包过程中, 由于张力的作用, 实际包到导线上面的薄膜宽度要比薄膜本身宽度窄, 为保证产品搭盖率均匀、稳定, 必须考虑绕包薄膜的拉伸效果。此外, 绕包张力对产品表面的密实程度、耐磨性、耐干湿电弧试验等均有重要影响。按照美军标SAE AS22759的要求, 该新型航空用复合绝缘绕包线绕包搭盖率应为50.4%~54.0%, 但在实际生产时要求则更高, 一般应控制在52%±0.5%范围内。搭盖率的稳定性是影响产品物理表观和电气性能的关键因素。图3示出了搭盖率稳定的无缝绕包线的截面照片, 可见其搭盖率总体稳定在52%±0.5%以内。图4示出了搭盖率波动的无缝绕包线的截面照片, 可见其搭盖率波动较大, 这将直接导致该产品机械性能和电气性能较差。
2.5 烧结
烧结工艺将直接影响绕包线的绝缘烧结状态, 以及绕包线的耐电压、耐刮磨等试验结果。由于PTFE/PI复合薄膜的黏合需通过380~450℃一定时间的高温烧结, 使PTFE层熔融黏合成密实的整体, 而传统的烧结炉大多采用加热线圈 (电阻丝) 加热, 通过加热炉内空气, 使其进而对线缆加热, 以达到高温烧结的效果, 但是实际上, 空气的温度往往与加热线圈设定的温度不一致, 且加热线圈在炉内离散分布, 引起的后果是绝缘外层黏合而内层绝缘仍处于最初状态, 或者内层绝缘黏合而外层绝缘已出现分解现象, 因此在烧结过程中为确定绕包线绝缘的烧结状态我们采用了差示扫描量热仪 (DSC) 。DSC通过测量绝缘层两个加热峰热焓值的差值, 确定绝缘烧结状态, 两个加热峰热焓值的差越小, 则绝缘烧结状态越好, 反之则相反。通过资料显示, 国外该产品的烧结工艺均采用高温快速的方式, 烧结温度达600~700℃。
3 结论
目前国内军民用航空大量进口法国Nexans公司、美国Thamax公司生产的SAE AS22759系列电子线缆产品, 该系列产品被国外生产商技术垄断。随着国际形势风云变幻, 该产品随时都有被禁运的危险, 因此提供稳定的批量产品是目前迫切的。按照上述工艺方法, 我们研制的PTFE/PI复合薄膜+PTFE薄膜 (生料带) 组合绝缘新型航空用复合绝缘绕包线 (本产品) 主要测试指标与国外同类产品的对比如表1所示, 可见其满足SAE AS22759标准要求。在今后的工作中我们将继续对该产品进行工艺优化, 实现新一代航空用绕包线的国产化。