0 引言

与高压交流输电相比,高压直流输电具有输送容量大、送电距离远、电网互联方便、功率调节容易、线路走廊窄等优点。随着柔性高压直流输电换流技术的突破,其发展前景备受关注^[1-3]。在电力电缆传输系统中,电缆附件是重要的组成部分,电缆附件按类型可分为电缆中间接头和电缆终端。电缆中间接头用于2条电缆的连接,电缆终端用于电缆与架空线、母线或开关设备的连接。电缆附件的故障率占整体故障的80%,所以电缆附件质量的好坏直接影响电缆线路的可靠运行^[4-5]。作为直流电缆系统中的重要部件,直流终端在发展中吸取了交流电缆的研制经验和成果,在结构上与交流电缆终端有很多相似之处,但由于直流电缆终端内部多种介质的存在,介质材料之间电导率特性的差异（场强与温度的影响）,绝缘层内部空间电荷、绝缘介质界面空间电荷的存在,使得直流终端内部电场分布十分复杂^[6-9]。

一般来讲,改善绝缘设备内部电场分布有两种方法,一种方法从电极结构入手,该方法对设备前期设计要求较高,且会大大增加设备的生产成

本^[10];另一种方法是采用智能绝缘材料,该绝缘材料可重新均化电场分布,改善绝缘设备内部电场分布,因而该方法是克服目前工艺、设计上无法解决的技术难题的有效途径^[11]。

采用电学性能随外施电场的变化而变化的绝缘材料来改善电场分布的设想最初是由Virsberg L G等人提出^[12],在此之后,大量的国内外专家学者先后对非线性复合材料展开了研究。

Boettcher B和Daniel W等研究结果表明,在中压交流电缆附件中应用添加压敏氧化锌的硅橡胶基电应力控制体能明显改善绝缘屏蔽端部的电场分

布^[13-15]。文献[16]介绍了一种采用非线性材料的高压直流电缆终端,分别仿真计算了不同电压下高压直流电缆终端内的电场分布,研究发现,电导率非线性材料对改善直流电缆终端内电场分布效果强于应力锥结构。文献[17-18]报道了ABB公司采用具有电导率非线性的绝缘材料,研制出一种交联聚乙烯(XLPE)绝缘高压直流电缆中间接头,其中非线性材料包覆在裸露的线芯连接处,与导流管接触良好,该电缆中间接头与±320 kV的XLPE电缆配合通过了型式试验。尚康良等人提出电缆本体绝缘电导率要与电缆附件增强绝缘电导率相配合,对XLPE与硅橡胶材料进行改性,在常温区,硅橡胶的电导率为XLPE的20~30倍,在高温区,硅橡胶的电导率为XLPE的10倍以内,经仿真计算发现,这样处理使得直流电缆附件高压屏蔽管及应力锥根部处的场强均不超过理论设计值^[19]。胡军等人研究不同非线性材料应力锥控制体对电缆终端内部电场的影响,对比发现选取合适的非线性绝缘材料作为应力锥控制体,可有效地均化应力锥锥面及应力锥根部处的电场^[20]。

本文分别制备了不同填料、不同配比的硅橡胶复合材料,并通过实验研究纳米填料的掺杂种类、配比对硅橡胶复合材料直流电导特性、直流击穿特性、介电频谱特性等性能的影响。同时以硅橡胶基非线性复合材料作为增强绝缘材料,研究其对高压直流电缆终端内部电场分布影响。

1 试样制备与实验方法

1.1 硅橡胶基非线性复合材料制备

本文采用德国瓦克公司生产的ELASTOSIL^@ R401/40作为硅橡胶基体材料,这是一种混炼硅橡胶,具有良好的绝缘及机械性能,且相对于液体硅橡胶,其可克服在混炼过程中引入气泡的问题。硅橡胶复合材料试样制备过程见图1。

1.2 电导率测量方法

实验所需试样尺寸为100 mm×100 mm×0.25 mm,采用三电极测试系统,对纯硅橡胶及硅橡胶复合材料分别在30 ℃、50 ℃、70 ℃温度条件下进行材料体积电导率的测量,测试系统如图2所示。

为了消除水分及试样内部电荷的影响,以电热真空干燥箱为烘箱,将试样放入其中干燥短路。测量时,以鼓风烘箱为屏蔽箱,取4个相同种类的试样并记录试样厚度,每隔20 min测量并记录一次电

图1 试样制备流程图 Fig.1 Flow chart of sample preparation

图2 直流电导率特性测量装置示意图 Fig.2 Schematic diagram of DC conductivity measuring device

压电流数据,然后加压准备记录下一组数据,电压调整范围为0~10⁴ V。

1.3 直流耐电强度测试

直流电击穿实验所需试样尺寸为50 mm×50 mm×0.25 mm,实验装置如图3,将试样放在真空烘箱中预处理24 h预热及消除水分影响,为防止试样沿面击穿,将电极和试样放入装有变压器油的油杯中,后将油杯放入油浴箱中,油浴箱温度分别设为30 ℃及70 ℃。直流高压源最大输出电压为60 kV,采用手动调压,升压速度为0.5 kV/s,每种材料测量16个试样,记录击穿电压,计算出击穿场强,绘出材料击穿场强的威布尔分布图。

1.4 介电频谱测量

实验试样尺寸为30 mm×30 mm×0.25 mm,采用二电极系统,上下电极直径均为20 mm。实验前,将试样放入真空干燥箱中短路24 h,消除试样表面水分及试样体内电荷对实验结果的影响。实验采用的是德国Novo-control公司生产的Alpha-A型宽频介电谱分析仪进行相对介电常数数据的采集,其最高频率分辨率可达10⁷ Hz,选择测试频率范围为1~10⁶ Hz。

2 实验结果

2.1 硅橡胶复合材料电导率特性

2.1.1 纳米碳化硅(SiC)/硅橡胶复合材料电导率特性

各掺杂量纳米SiC/硅橡胶复合材料电导率如图4所示。其中掺杂量指每100 g硅橡胶中添加纳米填料的质量克数。30 ℃时,不同配比的纳米SiC/硅橡胶复合材料电导率随场强变化规律如图4(a)所示。在低场下,材料电导率随着SiC掺杂量的增加而下降,纯硅橡胶电导率最高,掺杂量为20的纳米SiC/硅橡胶复合材料的电导率最小;在高场下,复合材料电导率随SiC掺杂量的增加而增加,其中掺杂量为20的SiC/硅橡胶复合材料电导率最高,纯硅橡胶电导率最低。SiC掺杂量越高,复合材料的阈值场强就越小,掺杂量为5、10、15、20的纳米SiC/硅橡胶复合材料对应的阈值场强分别为：17.5 kV/mm、16.4 kV/mm、15.6 kV/mm、13.9 kV/mm。50 ℃时,不同配比的纳米SiC/硅橡胶复合材料电导率随场强变化规律如图4(b)所示,其变化规律与30 ℃时相似,掺杂量为5、10、15、20的纳米SiC/硅橡胶复合材料对应的阈值场强分别为：19.6 kV/mm、18.5 kV/mm、17.4 kV/mm、15.4 kV/mm。70 ℃时,

图3 直流击穿实验装置示意图 Fig.3 Schematic diagram of DC breakdown test device

不同掺杂量的纳米SiC/硅橡胶复合材料电导率随场强变化规律如图4(c)所示,不论在高场区还是低场区,材料的电导率随着SiC掺杂量的增加而增加,但在低场下材料电导率还是小于纯硅橡胶, 掺杂量为5、10、15、20的纳米SiC/硅橡胶复合材料对应的阈值场强分别为：17.8 kV/mm、17.4 kV/mm、16.7 kV/mm、16.4 kV/mm。

不难发现,在低场区,纯硅橡胶的电导率均大于纳米碳化硅掺杂的硅橡胶复合材料,随着场强的增加,纳米碳化硅掺杂的硅橡胶复合材料的电导率逐渐升高,超过纯硅橡胶电导率。这可能是由于碳化硅晶粒之间的界面引起的,在碳化硅掺杂量较高时,晶粒与晶粒间的界面及晶粒本身形成复相结构,晶粒与晶粒形成的界面处在低场时显现出高阻状态,而在高场强下,晶粒之间的界面导通,整个碳化硅显现出低阻状态。所以在低电场情况下,纳米SiC不但没有提高硅橡胶的电导率,反而随着掺杂量的增加,破坏了硅橡胶原有的导电通道,使复合材料电导率下降;而当电场上升到阈值场强后,晶粒间界面导通,使复合材料电导率快速增加,且纳米SiC掺杂量的增加提高了复合材料电导率对电场强度的依赖性。

2.1.2 纳米二氧化硅（SiO₂）/硅橡胶复合材料电导特性

纳米SiO₂/硅橡胶复合材料电导率如图5所示,整体来看,在30 ℃、50 ℃、70 ℃下,纳米SiO₂/硅橡胶复合材料的电导率均随纳米SiO₂掺杂量的增加先减小后上升,SiO₂掺杂量为3的纳米SiO₂/硅橡胶复合材料的电导率最大,其次为10,SiO₂掺杂量为5的纳米SiO₂/硅橡胶复合材料的电导率最小。导致这个结果的原因可能是掺杂量为3的纳米SiO₂在硅橡胶基体里分散的最好,形成的导电通

图4 不同温度下,纳米SiC/硅橡胶复合材料电导率与 场强的关系 Fig.4 Relationship between conductivity and electric field strength of nano-SiC/SR composites at different temperature

道较多,随着纳米SiO₂掺杂量的增加,有一部分导电通道被覆盖,阻碍了载流子的传输,随着纳米SiO₂进一步的增加,产生了团聚现象,使局部电场强度增加,电导率也有所增加。

2.1.3 纳米炭黑/纳米石墨硅橡胶复合材料电导特性

制备了7种掺杂量的纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料,考虑到石墨和炭黑均为导电填料,若

图5 不同温度下,纳米SiO₂/硅橡胶复合物电导率与 场强的关系 Fig.5 Relationship between conductivity and electric field strength of nano-SiO₂/SR composites at different temperature

添加量增大,则击穿场强急剧下降,故单独纳米石墨和纳米CB的掺杂量不超过5,其掺杂量见表1。

1）在纳米石墨掺杂量为5的基础上,逐渐增加纳米炭黑摻杂量

材料1、2、3、4电导率曲线见图6,30 ℃时,在电场强度小于10 kV/mm的低电场区,材料1、3、4的电导率略小于纯硅橡胶,材料2的电导率最大。

表1 纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料配比 Table 1 Formula of nano-graphite/nano-CB/SR silicone rubber composites

在高电场区内,电导率随着纳米炭黑掺杂量的增大而增大;50 ℃时,在低电场区,材料1、2、3、4的电导率均小于纯硅橡胶,随着场强的增加,材料2的电导率最先超过纯硅橡胶,此时材料2的电导率与纯硅橡胶的电导率交点所对应的场强为12.6 kV/mm。70 ℃时,在低电场区内,材料2、3、4的电导率均小于纯硅橡胶,只有材料2的电导率与纯硅橡胶几乎持平,在电场强度上升到7.6 kV/mm后,材料2与材料3的电导率超过纯硅橡胶。

2）在纳米炭黑掺杂量为5的基础上,逐渐增加纳米石墨摻杂量

材料4、5、6、7电导率曲线见图7,30 ℃时,低电场区域,材料4、5、6、7的电导率与纯硅橡胶很接近,材料5的电导率略大一些,当电场强度达到10 kV/mm后,纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料的电导率随石墨摻杂量的增加而增大。50 ℃时,材料4、5、6、7的电导率曲线变化规律与30 ℃接近,但在低电场区内,材料4、5、6、7的电导率均小于纯硅橡胶,直到场强达到15.9 kV/mm时,材料4的电导率才超过纯硅橡胶。70 ℃时,材料4的电导率大于材料5、6、7,与纯硅橡胶电导率的交点出现在电场强度为10.45 kV/mm处。

对比这7种配比材料,发现石墨掺杂量为5、炭黑掺杂量为3的硅橡胶复合材料的电导率增加最

为明显,30 ℃时,材料2的电导率大于纯硅橡胶,50 ℃时与纯硅橡胶的交点电场强度为12.6 kV/mm,70 ℃时与纯硅橡胶的交点电场强度为7.6 kV/mm。

2.2 硅橡胶复合材料直流击穿特性

实验采用威布尔分布绘制直流击穿场强曲线,其统计规律比其他方法更适用于绝缘材料耐电强度的分析。取失效因数F(x)=63.2%对应的横坐标作为

图6 不同温度下,纳米石墨摻杂量为5时,不同纳米CB掺杂量的硅橡胶复合物电导率与场强的关系 Fig.6 Based on the nano-graphite doping amount of 5, the relationship between the electrical conductivity and field strength of different nano-CB doping silicone rubber composites at different temperatures

绝缘材料的击穿电场强度,其中x为试验测得的击穿场强值。

2.2.1 纳米SiC/硅橡胶复合材料直流击穿特性

不同纳米SiC摻杂量的SiC/硅橡胶复合材料在不同温度下,失效概率F(x)=63.2%时的直流击穿场

图7 不同温度下,纳米CB掺杂量为5时,不同纳米石墨掺杂量的硅橡胶复合物电导率与场强的关系 Fig.7 Relationship between the electrical conductivity and field strength of different nano-graphite doped silicon rubber composites at different temperatures based on the nano CB doping amount of 5

强如图8所示。由图8可见,各纳米SiC摻杂量的SiC/硅橡胶复合材料在30 ℃时的击穿场强均高于70 ℃时的击穿场强,且纳米SiC/硅橡胶复合材料的直流击穿电场强度随着纳米SiC掺杂量的增加而下降。当SiC摻杂量为10时,纳米SiC/硅橡胶复

图8 失效概率为63.2%时,纳米SiC/硅橡胶复合材料直流击穿场强 Fig.8 DC breakdown strength of different contents of nano-SiC/SR composites at failure F(x)=63.2%

合材料的击穿场强在30 ℃和70 ℃时分别下降12.3%和12.6%;当纳米SiC掺杂量为20时,纳米SiC/硅橡胶复合材料的击穿场强在30 ℃和70 ℃时分别下降34.8%和33.4%。可见随着纳米SiC掺杂量的增加,纳米SiC/硅橡胶复合材料直流击穿场强下降的速度随之加快。

2.2.2 纳米SiO₂/硅橡胶复合材料直流击穿特性

不同掺杂量的纳米SiO₂/硅橡胶复合材料在不同温度下,失效概率F(x)=63.2%时的直流击穿场强如图9所示。纳米SiO₂/硅橡胶复合材料的直流击穿场强随纳米SiO₂掺杂量的增加有所下降,但下降幅度不大。30 ℃时,掺杂量为3、5、10的纳米SiO₂/硅橡胶复合材料对应的直流击穿场强为80.14 kV/mm、78.79 kV/mm、74.94 kV/mm,直流击穿场强相较于纯硅橡胶材料分别下降了3.8%、5.4%、10%;70 ℃时,掺杂量为3、5、10的纳米SiO₂/硅橡胶复合材料对应的直流击穿场强为72.31 kV/mm、70.39 kV/mm、66.49 kV/mm,直流击穿场强相较于纯硅橡胶材料分别下降了3.4%、5.9%、12.1%。

2.2.3 纳米炭黑/纳米石墨/硅橡胶复合材料直流击穿特性

失效概率为63.2%时,各掺杂量纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料对应的直流击穿场强如图10所示。由图10可见,纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料的直流击穿场强随温度的升高而降低;在各温度下,增加纳米石墨或纳米炭黑的摻杂量均能导

图9 失效概率为63.2%时,纳米SiO₂/硅橡胶复合材料直流击穿场强 Fig.9 DC breakdown strength of different contents of nano-SiO₂/SR composites at failure F(x)=63.2%

致纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料直流击穿场强的下降,相较于纳米炭黑,纳米石墨掺杂量的增加对纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料直流击穿场强影响更大。

2.3 硅橡胶复合材料介电频谱特性

暂态情况下,电场分布与材料的相对介电常数相关,不同掺杂量的纳米SiC/硅橡胶复合材料、纳米SiO₂/硅橡胶复合材料、纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料相对介电常数随频率变化曲线如图11所示。由图11可见,在1~10⁶ Hz频率范围内,各掺杂量的硅橡胶基非线性复合材料的相对介电常数随电场频率变化很小,几乎维持在一个定值。相比于纯硅橡胶,纳米SiC、纳米SiO₂、纳米石墨、纳米炭黑的掺杂均会使硅橡胶基非线性复合材料的相对介电常数增加,且该值随着纳米掺杂量的增加而提高。

标准雷电冲击波的波前时间为1.2 μs,波尾时间为50 μs,由于波前时间较短,可将其看作阶跃波,取波前时间为基准,其对应的频率约为8.3×10⁵ Hz,表2为各掺杂量纳米硅橡胶复合材料在8.3×10⁵ Hz频率下对应的相对介电常数。由表2可知,纳米SiO₂的掺杂对硅橡胶复合材料的相对介电常数影响最小,纳米SiC、纳米石墨、纳米炭黑的掺杂对硅橡胶复合材料的相对介电常数均有较大的提升。

3 高压直流电缆终端电场仿真分析

图10 失效概率为63.2%时,纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料直流击穿场强 Fig.10 DC breakdown strength of different contents of nano-graphite /nano-CB/SRcomposites at failure F(x)=63.2%

表2 硅橡胶复合材料在频率为8.3×10⁵ Hz时的相对介电常数 Table 2 Relative permittivity of SR composites in the frequency of 8.3×10⁵ Hz

图11 硅橡胶复合材料相对介电常数随频率变化曲线 Fig.11 Relationship between relative permittivity and frequency of SR composites

本文采用硅橡胶基复合材料作为直流电缆终端的增强绝缘,交联聚乙烯材料作为电缆的主绝缘,根据测得的2种材料在不同温度、不同场强下电导率数据进行拟合,利用COMSOL Multiphysics仿真软件进行电场-热场耦合计算,分析高压直流电缆终端电场分布。

3.1 高压直流电缆终端仿真模型

200 kV高压直流电缆终端仿真模型中,以硅橡胶基复合材料为应力控制体的增强绝缘,以聚异丁烯或硅油为液体填充绝缘。其中应力控制体部分具体结构示意图如图12(a)所示。设电缆终端在工作时线芯的温度为70 ℃,外界环境温度为30 ℃,利用COMSOL Multiphysics 软件进行温度场仿真,其内部温度分布如图12(b)所示。

本文采用北欧化工生产的XLPE材料作为电缆的主绝缘材料,并在实验室内测试了其在不同温度下的电导特性,结果如图13所示。由图13可见,XLPE的电导率随温度变化比较明显,当温度从30 ℃上升到70 ℃时,低场下,XLPE的电导率可

图12 高压直流电缆终端结构及温度分布示意图 Fig.12 Structure and temperature distribution diagram of HVDC cable termination

图13 XLPE电导率与场强的关系 Fig.13 Relationship between conductivity and electric field strength of XLPE

上升3个数量级,相较于低温时XLPE的电导率,高温下XLPE的电导率随场强的上升变化程度较小。

通过2.1节中对非线性硅橡胶基复合材料电导特性的研究,本文选择纯硅橡胶、纳米SiC/硅橡胶复合材料、纳米SiO₂/硅橡胶复合材料、纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料作为增强绝缘材料进行研究,采用分段三次样条插值函数的方法对硅橡胶复合材料电导率进行拟合,该拟合方式在实测区域内误差较小,外延区域误差较大,考虑到仿真中的电场在实测电场区域,故采用此种方法进行拟合。

3.2 仿真结果及分析

依据国际大电网针对直流电缆系统的试验方法,分别对200 kV的XLPE绝缘高压直流电缆施加200 kV、290 kV和370 kV直流电压,电缆线芯温度设为70 ℃,外界环境温度设为30 ℃。利用COMSOL软件对高压直流电缆附件进行电-热联合仿真,200 kV电压时的电场分布如图14所示。电缆附件应力锥附近电场强度最大值如表3所示,可

图14 工作电压下直流电缆终端内部电场分布 Fig.14 Electric field distribution diagram of HVDC cable terminal under 200 kV

以看出在掺杂纳米种类相同时,掺杂量为20的SiC/硅橡胶复合材料、掺杂量为3的SiO₂/硅橡胶复合材料、石墨掺杂量为5、炭黑掺杂量为3的纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料对电缆附件内电场的改善效果比较好。采用这3种材料作为增强绝缘的电缆终端内电场沿SR-XLPE界面分布及沿应力锥锥面分布如图15所示,各电压下高压直流电缆附件内最大电场强度及最大电场强度位置见图16和表4。由表4可见,非线性硅橡胶基复合材料对高压直流电缆终端内电场的改善有影响,随着电缆承受的电

图15 增强绝缘内电场分布 Fig.15 Electric field distribution diagram of reinforced insulating

图16 当t=2 μs时,标准雷电冲击下直流电缆终端内部电场分布 Fig.16 Electric field distribution diagram of HVDC cable terminal under standard lightning impulse (t=2 μs)

表3 电缆终端内应力锥附近最大场强值 Table 3 Maximum field strength near stress cone in HVDC cable terminal

表4 不同电压下直流电缆终端内最大场强值 Table 4 Maximum field strength of the DC cable terminal under different voltage

压越高,非线性硅橡胶基复合材料对终端内电场改善的越好。综合考虑,石墨掺杂量为5、炭黑掺杂量为3的纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料对XLPE高压直流电缆附件内电场强度分布改善的较好。由图17可见,相对于以纯硅橡胶作为增强绝缘,其应力锥附根部处附近最大场强降低了26%。

4 结论

1）纳米SiC、纳米石墨/纳米炭黑的掺杂可使硅橡胶复合材料具有电导率非线性,且随着掺杂量的增加电导率增大。

2）纳米碳化硅、纳米二氧化硅、纳米石墨、纳米炭黑的单一掺杂一定程度上降低了硅橡胶基非线性复合材料的直流击穿电场强度,纳米石墨/纳米炭黑共同掺杂时,石墨含量的增加对硅橡胶复合材料直流击穿场强影响更大。

3）3种硅橡胶复合材料相对介电常数随频率的增加略有下降,但在1~10⁶ Hz频率范围内,基本维

图17 增强绝缘应力锥根部处电场强度随时间变化曲线 Fig.17 Relationship of electric field strength and time of reinforced insulation stress cone at the root

持在一个定值;相较于纳米石墨,纳米炭黑对纳米石墨/纳米炭黑/硅橡胶复合材料的相对介电常数提升作用更为明显。

4）在稳态时,石墨/炭黑掺杂量为5/3的硅橡胶复合材料和SiO₂掺杂量为3的硅橡胶复合材料对高压直流电缆附件内电场均化作用强于纯硅橡胶及SiC掺杂量为20的硅橡胶复合材料;在雷电冲击电压作用下,石墨/炭黑掺杂量为5/3的硅橡胶复合材料与SiC掺杂量为20的硅橡胶复合材料因其较高的相对介电常数,使得其内部电场分布更为均匀。综合考虑,在电缆线芯温度为70℃时,以石墨/炭黑掺杂量为5/3的硅橡胶复合材料作为增强绝缘可以更好的改善高压直流电缆终端内电场分布。

参考文献

[1] 姚良忠,吴婧,王志冰,等. 未来高压直流电网发展形态分析[J]. 中国电机工程学报,2014,34(34):6007-6020. YAO Liangzhong, WU Jing, WANG Zhibing, et al.Pattern analysis of future HVDC grid development[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(34): 6007-6020.

[2] 温家良,吴锐,彭畅,等. 直流电网在中国的应用前景分析[J]. 中国电机工程学报,2012,32(13):7-12. WEN Jialiang, WU Rui, PENG Chang, et al.Analysis of DC grid prospects in China[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(13): 7-12.

[3] 李岩,罗雨,许树楷,等. 柔性直流输电技术:应用、进步与期望[J]. 南方电网技术,2015,9(1):7-13. LI Yan, LUO Yu, XU Shukai, et al.VSC-HVDC transmission technology: application,advancement and expectation[J]. Southern Power System Technology, 2015, 9(1): 7-13.

[4] 杜伯学,李忠磊,杨卓然,等. 高压直流交联聚乙烯电缆应用与研究进展[J]. 高电压技术,2017,43(2):344-354. DU Boxue, LI Zhonglei, YANG Zhuoran, et al.Application and research progress of HVDC XLPE cables[J]. High Voltage Engineering, 2017, 43(2): 344-354.

[5] 张静,李忠群,王伟. 冲击电压作用下应力锥位置对高压电缆终端电场分布的影响[J]. 高压电器,2014,50(7):51-56. ZHANG Jing, LI Zhongqun, WANG Wei.Influence of stress cone location on the electric field distribution in HV cable terminal under impulse voltage[J]. High Voltage Apparatus, 2014, 50(7): 51-56.

[6] 顾金. 柔性高压直流交联聚乙烯电缆(XLPE)电缆极其附件的设计研究[D]. 上海:上海交通大学,2010. GU Jin.Research on the design of HVDC light crosslinked polyethylene(XLPE)cable and accessory[D]. Shanghai, China: Shanghai Jiao Tong University, 2010.

[7] VU T N, TEYSSEDRE G, VISSOUVANADIN B, et al.Correlating conductivity and space charge measurements in multi-dielectrics under various electrical and thermal stresses[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2015, 22(1): 117-127.

[8] 王霞,朱有玉,王陈诚,等. 空间电荷效应对直流电缆及附件绝缘界面电场分布的影响[J]. 高电压技术,2015,41(8):2681-2688. WANG Xia, ZHU Youyu, WANG Chencheng, et al.Effect of space charge on electric field distribution at the insulating interface between DC cable and accessory[J]. High Voltage Engineering, 2015, 41(8): 2681-2688.

[9] 李忠磊,杜伯学. 高压直流交联聚乙烯电缆运行与研究现状[J]. 绝缘材料,2016,49(11):9-14. LI Zhonglei, DU Boxue.Application and research status of high voltage direct current cross-linked polyethylene cable[J]. Insulating Materials, 2016, 49(11): 9-14.

[10] 梁曦东,陈昌渔,周远翔. 高电压工程[M]. 北京:清华大学出版社,2003:52-60. LIANG Xidong, CHEN Changyu, ZHOU Yuanxiang.High voltage engineering[M]. Beijing, China: Tsinghua University Press, 2003: 9-10.

[11] CHRISTEN T, DONZEL L, GREUTER F.Nonlinear resistive electric field grading, part 1: theory and simulation[J]. IEEE Electrical Insulation Magazine, 2010, 26(6): 47-59.

[12] VIRSBERG L.A new termination for underground distribution[J]. IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, 1967, 86(9): 1129-1135.

[13] BOETTCHER B, MALIN G, STROBL R.Stress control system for composite insulators based on ZnO technology[C]∥Transmission and Distribution Conference and Exposition. Atlanta, USA: IEEE/PES, 2001: 776-780.

[14] DONZEL L, CHRISTEN T, KESSLER R, et al.Silicone composites for HV applications based on microvaristors[C]∥Proceedings of the 2004 IEEE International Conference on Solid Dielectrics. Toulouse, France: IEEE, 2004: 403-406.

[15] DANIEL W, CHRISTIAN R, MARKUS C.Design of ZnO microvaristor material stress-cone for cable accessories[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2011, 18(4): 1262-1267.

[16] GHORBANI H, JEROENSE M, OLSSON C O, et al.HVDC cable systems-highlighting extruded technology[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2014, 29(1): 414-421.

[17] JEROENSE M.HVDC, the next generation of transmission highlights with focus on extruded cable systems[C]∥Proceedings of 2008 International Symposium on Electrical Insulating Materials. Yokkaichi, Japan: ISEIM, 2008: 10-15.

[18] JEROENSE M, BERGKVIST M, GUSTAFSSON A, et al.Increased voltage for the HVDC light product range-a complete solution[C]∥2007 International Conference on Insulated Power Cables. Versailles, France: Jicable'07, 2007: 425-430.

[19] 胡军,赵孝磊,杨霄. 非线性电导材料应力锥改善电缆终端电场强度分布[J]. 高电压技术,2017,43(2):398-404. HU Jun, YANG Xiaolei, YANG Xiao.Improving the electric field strength distribution of cable terminals by stress cone of nonlinear conductivity material[J]. High Voltage Engineering, 2017, 43(2): 398-404.

[20] 尚康良,曹均正,赵志斌. 320 kV XLPE高压直流电缆接头附件仿真分析和结构优化设计[J]. 中国电机工程学报,2016,36(7):2018-2024. SHANG Kangliang, CAO Junzheng, ZHAO Zhibin.Simulation analysis and design optimization of 320 kV HVDC cable joint[J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(7): 2018-2024.