图1 缩比三支柱绝缘子及测试样品模型
Fig.1 Scaled tri-post insulator and test sample models
摘要 气体绝缘金属封闭输电线路（GIL）近年来在新型电力系统中得到了广泛应用，但其中三支柱绝缘子由于结构复杂和界面缺陷易发生放电脆裂故障，亟须开展相关研究厘清其脆裂机理。该文构建了三支柱绝缘子电-热-力协同放电脆裂试验平台，观测了裂纹动态演化过程，分析了缺陷尺寸等因素影响下的放电脆裂规律，揭示了级联放电脆裂机理，联合电势能、弹性势能与热能，建立裂纹驱动能量释放率模型并提出断裂判据，厘清了电压、应力变化下不同能量竞争的作用机制。结果表明：当初始裂纹在环氧结合界面时，因电场畸变与应力集中耦合作用，其击穿电压较初始裂纹在支腿中部时更低，且随裂纹深度增加，脆裂概率越大，最高提升至75%；负极性直流较正极性的更易脆裂，交流作用下击穿电压下降25.13%，叠加冲击电压后下降更明显；外施应力对脆裂概率和时间影响严重，超过2 kN应力可使脆裂概率上升33个百分点，脆裂时间缩短约43%；基于临界判据得出裂纹扩展电压与试验误差为6.9%，在低载荷下弹性势能与电势能、热能竞争激烈，随电压升高主导权交替，而高应力下由弹性势能主导，始终占60%以上。该文揭示了三支柱绝缘子裂纹扩展的放电脆裂级联机理，可为GIL绝缘结构优化与缺陷评估提供理论支撑。
关键词：三支柱绝缘子 应力耦合 放电脆裂 缺陷演化特征 能量竞争机制
气体绝缘金属封闭输电线路（Gas Insulated metal enclosed transmission Line, GIL）是一种采用SF6，或压缩空气、C4F7N等新型气体作为绝缘介质的高压输电通道，相较于传统架空线路与电缆，具有廊道空间小、环境适应性强、输送容量大等优势，在地势复杂、气候多变、需要远距离输电的区域得到了广泛应用，是新型电力系统的重要组成部分[1-3]。GIL由铝合金外壳、导体、绝缘子等组成，其中三支柱绝缘子作为绝缘件中绝缘特性最为薄弱、结构较为特殊的一类，起到支撑导体、电气绝缘、承受机械载荷等作用。然而，近年来发生了多起GIL三支柱绝缘子放电击穿故障，导致绝缘子烧蚀、嵌件破损与整体支柱结构脆裂，严重影响了GIL运行的可靠性[4-6]。
通过对多起三支柱绝缘子故障进行解体检查、仿真计算和模拟分析，学者们认为导致绝缘子炸裂的诱因为铝制金属件与环氧树脂结合处强度不足。在三支柱绝缘子生产、装配、运输等过程中，易产生碰撞摩擦，导致环氧-金属结合处及绝缘子内部产生微小裂纹、气泡等缺陷[7]。而在GIL运行过程中，三支柱绝缘子受电场、热场等多种物理场耦合作用[8-9]，且绝缘子结构复杂、电场畸变严重，缺陷更易劣化产生界面气隙，引发局部放电，在长期运行过程中裂纹不断发展，最终导致绝缘子炸裂击穿故障。
针对上述绝缘故障问题，刘智鹏等以带气隙缺陷的支柱绝缘子为基础研究了绝缘子的炸裂过程，并将其总结为裂纹产生与扩展、断裂和炸裂三个阶段，厘清了不同阶段的主导机制[10]；吴泽华等基于棒-板电极研究了环氧树脂内置初始裂纹时的演化过程，以及环氧树脂内部电树枝生长的过程和机理[11]。上述研究初步探究了微小缺陷导致绝缘炸裂的机理，但研究对象并未涉及三支柱绝缘子。刘鹏等仿真研究了界面气隙、内部气泡和导电颗粒对三支柱绝缘子电场分布的影响，结果表明气隙长度和厚度、气泡位置和尺寸、悬浮和附着导电颗粒的尺寸会显著地导致电场畸变，且界面缺陷影响较大[12]，但研究仅针对固定缺陷，没有考虑缺陷演化情况。
在GIL运行过程中，三支柱绝缘子不仅会受到电应力、热应力的影响，还会受到绝缘子自身和部分导体质量等复杂机械应力的作用。郑尧等研究了径向和轴向载荷下三支柱绝缘子柱腿的断裂形貌，并利用超声穿透法和反射法分别获取了径向和轴向载荷下的应力分布[13]，但该研究主要考虑绝缘子的机械载荷强度，并未涉及电场作用导致的绝缘劣化。Dong Jia’nan等采用数值模拟的方法建立了三支柱绝缘子在电应力和热应力作用下的击穿演化模型，通过施加不同数值、不同方向的外力研究裂纹演化规律[14]。杜伯学等在交流电压下施加垂直或平行于针电极的机械应力，在数学模型的基础上分析机械应力对环氧树脂电树枝的影响机理，同时利用缩比三支柱绝缘子并通过模拟外施机械力，研究了不同加力方式、固定方式和缺陷位置对击穿形貌的影响[15]，但该研究基于纯环氧基体浇注的绝缘子，与实际工程中环氧-氧化铝基体不符。目前对机械应力导致三支柱绝缘子炸裂的研究主要集中于界面结合处的机械强度测试以及内部缺陷电树枝劣化过程的分析，对电场和机械应力交互作用下的支腿炸裂机制仍缺乏深入研究。
因此，本文通过设计具有不同类型初始缺陷的缩比三支柱绝缘子，搭建电-热-力耦合脆裂模拟试验平台，获得不同部位缺陷劣化炸裂过程，分析电场与机械应力交互作用下的绝缘脆裂机理，联合电势能、弹性势能与热能，建立裂纹驱动能量释放率模型并提出断裂判据与竞争作用机制，为三支柱绝缘子的绝缘设计和优化提供支撑。
试验采用的缩比三支柱绝缘子及测试样品模型如图1所示。模型尺寸依据山东泰开绝缘公司所制550 kV真型绝缘子缩比得到。绝缘子由环氧树脂复合材料、铝合金嵌件和嵌筒组成，嵌筒与嵌件通过导电胶与环氧树脂基体粘接。嵌筒内径为60 mm，厚度为5 mm，支腿长度为65 mm，嵌件长度为6 mm。测试样品由接地外壳、高压导体、缩比三支柱绝缘子构成，高压导体和接地外壳分别通过嵌筒和嵌件与绝缘子可靠连接。接地外壳长度为80 mm，内径为100 mm，导体长度为240 mm，直径为60 mm。绝缘子通过三个支腿处的铝合金嵌件与外壳接触并可靠接地。浇注绝缘子时将环氧树脂、固化剂及氧化铝粉末按比例高速混合并经真空脱气处理后，倒入装有支腿嵌件的定制模具中低温预固化和高温固化[16]，脱模后进行抛光、清洗等后处理。
图1 缩比三支柱绝缘子及测试样品模型
Fig.1 Scaled tri-post insulator and test sample models
为了模拟三支柱绝缘子在界面处理、浇注固化、安装运输及运行过程中产生的缺陷，本文在固化完成后的缩比绝缘子环氧-嵌件界面轴向r=0 mm处、环氧-嵌筒界面轴向r=59 mm处及支腿中部轴向r=29.5 mm处，通过小型电动切割机与定制的厚度为0.1～0.5 mm的切割片设置水平向内深入的矩形气隙微缺陷，并实时多次精密测量切割缺陷深度。不同部位初始缺陷如图2所示。缺陷尺寸由两个变量控制，分别为缺陷深度l和缺陷厚度d，用以研究不同尺寸的缺陷对脆裂概率、脆裂时间等因素的影响。实际产生的缺陷尺寸不会太大，因此设置缺陷深度为0.5～2.5 mm，裂纹厚度为0.1～0.5 mm。
图2 不同部位初始缺陷
Fig.2 Initial defects in different parts
为了厘清GIL中三支柱绝缘子在电应力、机械应力和热场作用下的脆裂机制，搭建了如图3所示的三支柱绝缘子电-热-力协同放电脆裂模拟平台。平台主要包括高压电源、密闭腔体、加压装置、超声局部放电装置、高速相机、油浴加热装置。高压电源为交/直流叠加冲击复合电压源，可根据试验需求选择对应电压源以及是否叠加冲击电压。高压电源通过密闭腔体上的高压套管引入腔体内部，可施加50 Hz交流/直流电压，幅值范围为0～252 kV；施加的冲击电压为1.2/50 μs标准雷电波。套管引出端通过绝缘导线与测试样品的高压导体相连接，接地外壳通过腔体的地线可靠接地。密闭腔体采用华君达科技定制尺寸的真空腔体，可承受0.5 MPa气压，并通过控制阀门抽真空和充入SF6气体，腔体两侧设有玻璃观察窗，可设置高速相机观测，并使用光源对腔体内部补光。加压装置为民祥定制型号气压机，由气压机、行程/压力控制器、进气阀和空压机组成，气压机气缸和空压机通过绝缘橡胶管与控制器相连接，可控制行程和施加压力大小，装置采用双压头设计，通过聚醚醚酮（Polyetheretherketone, PEEK）绝缘材料与导体两端接触，且采用弧形设计，与导体表面紧密贴合，可以对绝缘子高压导体向下施加机械压力。参照550 kV三支柱绝缘子在62 kN作用下会发生嵌件剥离断裂[17]，考虑测试样品与550 kV绝缘子的尺寸比例，以及在环氧-嵌件界面、环氧-嵌筒界面和环氧基体上压强的等价性，将施加机械压力范围设置为0～3 kN。超声局部放电装置型号为臻远电气ZY-PDL5000/ZY-AESD，能够捕获微弱局部放电产生的超声信号，并将波形实时输出到计算机上。高速相机为千眼狼GR220M/C高速相机，支持最高拍摄帧率为15 000帧/s，能够精确抓拍绝缘子脆裂放电动态过程，并通过计算机端实时输出图像。油浴加热装置包括改造的金属导杆、高温油泵和恒温储油装置，加热后的高温导热油流经金属导管，提高导管温度从而模拟运行过程中产生的发热。
图3 三支柱绝缘子电-热-力协同放电脆裂模拟平台
Fig.3 Tri-post insulator electrical-thermal-mechanical synergistic discharge brittle cracking platform
通过有限元仿真软件COMSOL计算缩比三支柱绝缘子和真型绝缘子电场分布，设置电压为100 kV，计算结果如图4所示。由图4可知，缩比模型最大电场强度为5.73 kV/mm，平均电场强度为1.90 kV/mm；真型模型的最大电场强度为5.71 kV/mm，平均电场强度为1.88 kV/mm。缩比模型支腿处的电场分布与实际运行的三支柱绝缘子的电场分布较为接近，均匀性基本一致，两者具有较好的等价性[18]，因此，缩比模型可支撑后续支腿缺陷的放电脆裂研究。
图4 电场仿真计算结果
Fig.4 Tri-post insulator simulation calculation results
试验开展前，利用无水乙醇擦拭绝缘子表面、液压装置及密闭腔体内部，绝缘子按如图1所示的倒“Y”型放置，与实际工程布置方式相同，随后密闭腔体，抽真空后缓慢充入0.5 MPa的SF6气体，启动油浴加热装置持续加热直至导杆温度为50℃。首先使用液压装置对绝缘子的导体施加所需的压力，随后向导体施加电压，采用分级加压的方法，以5 kV/s的升压速度加压，从30 kV开始，每级加压幅度为5 kV，加压时长为3 min，直至绝缘子样品击穿脆裂[19]。分别针对直流、交流、冲击不同电压类型开展脆裂试验，其中冲击电压叠加具体操作方式为首先将工频/直流电压升高至70%击穿电压幅值，随后叠加110%击穿电压幅值的冲击电压，如果不发生闪络，则每次提高5%的冲击电压幅值，直至击穿，其中交流在波形峰值叠加，通过相位触发装置叠加冲击电压，并用示波器测量是否满足相位要求。每组试验样本数设置为12个，定义试验中脆裂的绝缘子占绝缘子总数的比值为脆裂概率，来观测不同条件下绝缘子故障的严重程度。
2.1.1 脆裂放电过程分析
针对绝缘子环氧-嵌件界面、支腿中部和环氧-嵌筒界面初始缺陷开展脆裂模拟试验，设置机械压力为2 kN，并通过高速相机观测动态过程，如图5所示。三种类型的缺陷脆裂击穿动态过程相似，以环氧-嵌件界面缺陷为例，脆裂击穿过程可归纳为三个阶段：裂纹扩展阶段、击穿闪络阶段和脆裂阶段。
图5 三支柱绝缘子脆裂动态过程
Fig.5 Tri-post insulator brittle cracking dynamic process
图5a所示为绝缘子裂纹扩展阶段。在电压较低时裂纹无显著变化。随着电压升至67 kV，裂纹从环氧-嵌件界面向绝缘子腹部扩展，此过程中，机械应力作用下的应力集中促使裂纹沿特定路径发展，且未观察到明显的宏观放电现象，但可通过超声局部放电传感器捕获微弱的放电信号，如图6所示。由图6可知，此时放电幅值较低，但较为频繁密集，说明裂纹尖端的电场梯度增大，促进了局部放电，而机械应力通过改变裂纹的应力状态，影响裂纹的扩展路径。尽管这一阶段放电信号幅值较弱，但当裂纹位于绝缘材料深处且垂直于外加电场方向时，其内部局部电场强度显著升高[20]，从而诱发微弱局部放电，电、热和化学效应作用随时间积累逐步影响绝缘性能。微弱放电虽不足以单独驱动裂纹扩展，但在电场畸变与机械应力共同作用下，能够持续缓慢地削弱裂纹尖端区域的力学性能，从而在整体上显著地促进裂纹的发展。
图6 三支柱绝缘子裂纹扩展放电信号
Fig.6 Tri-post insulator crack extension discharge signal
图5b所示为击穿闪络阶段。在直流电压加到87 kV的过程中，三支柱绝缘子缺陷侧发生多次沿裂纹扩展路径发展的闪络，产生的高温和高能自由基进一步加剧了裂纹的扩展。在这一阶段中，电应力的急剧增加导致裂纹区域电场梯度显著增大，电场的集中效应使绝缘子表面和裂纹尖端的电位差显著升高，进而引发了击穿，微弱放电更为频繁，闪络时放电信号幅值明显升高。局部区域的高温使得材料的热膨胀和击穿更加剧烈，进一步促进了裂纹的扩展。
当电压升至98 kV时，在机械应力和击穿闪络产生的电应力的共同作用下，最终导致图5c中的绝缘子脆裂，环氧基体和嵌件被击飞，并落到接地外壳底部。脆裂后的绝缘子支腿受到损坏，导致绝缘距离缩短，并引发二次闪络。这一现象表明，脆裂不仅会导致结构失效，还进一步加剧了击穿风险。该阶段的放电信号密集且波动显著，微弱放电和较高幅值的放电交替出现，反映了裂纹扩展和击穿过程中的复杂放电行为。
2.1.2 放电脆裂特征分析
拍摄脆裂后环氧-嵌件界面、支腿中部、环氧-嵌筒界面断裂面的宏观形貌和扫描电镜断裂面微观形貌如图7所示。在图7a所示的环氧-嵌件断裂面中，断裂面不规则地从环氧-嵌件界面延伸至支腿中部，长度约为24 mm。嵌件与环氧基体完全剥离，嵌件受力变形，断裂面内具有闪络痕迹，由嵌件剥离面左侧向断裂面底部发展，并沿绝缘子支腿发展至环氧-嵌筒界面，但纹路较浅。微观上，左侧为嵌件剥离面，呈现类圆柱断裂形状，说明界面强度在初始裂纹的影响下有所降低；在剥离面中存在微小裂纹，长度约为250 μm，这是由于环氧树脂在电场和机械应力作用下产生应力集中，导致局部断裂。
图7 不同初始裂纹影响下的断裂面形貌
Fig.7 Morphology of fracture surfaces under the influence of different initial cracks
支腿中部断裂面形貌如图7b所示，可见裂纹从支腿中部向环氧-嵌件界面发展，断裂面长度约为32 mm。嵌件与环氧基体处于半剥离状态，剥离面不规则度较高，剥离部分与环氧基体脱离，呈碎片状破裂。断裂面内有明显闪络烧蚀痕迹，由低压嵌件底部沿断裂面偏左位置发展，并在支腿断裂部位继续发展至高压嵌筒附近。微观上，断裂面左侧区域表面粗糙度较小，右侧区域表面粗糙度较大，存在590 μm微小裂纹，右侧机械应力作用更加明显。
如图7c所示，环氧-嵌筒断裂面从环氧-嵌筒界面延伸至支腿中部，长度约为58 mm。整个支腿与环氧基体完全断裂分离，断裂层次更多，环氧-嵌筒界面断裂面粗糙程度高且不规则，而界面至支腿的断裂面相对平整，沿面闪络痕迹从嵌件发展至环氧-嵌筒界面，烧蚀痕迹明显。从微观层面分析，裂纹的不规则凸起显著，微小裂纹长度达到830 μm，断裂面上侧较为光滑，下侧则相对粗糙。
2.2.1 不同部位初始裂纹的放电脆裂特性
不同部位初始裂纹的击穿电压与裂纹长度如图8a所示。环氧-嵌件界面击穿电压为98 kV，表明该位置应力较为集中，裂纹尖端电场畸变严重，推动裂纹持续扩展[21]；环氧-嵌筒界面击穿电压有所提高，平均裂纹长度最长，约为40.8 mm，说明应力集中现象有所改善，但界面粘接处易受剥离应力影响；在支腿中部，初始裂纹的击穿电压为124 kV，裂纹长度为23.7 mm，说明支腿的应力和电场分布相对较为均匀。
图8 初始裂纹发展特性
Fig.8 Characterization of initial crack development
初始裂纹发展过程中不同发展阶段的临界电压幅值如图8b所示。与击穿电压幅值变化规律一致，但在裂纹扩展阶段，环氧-嵌筒界面裂纹发展阈值电压更高，这是由于环氧-嵌筒界面的环氧基体直径更大，机械强度更高，需要更强的应力作用才能达到扩展临界状态。此外，裂纹扩展至击穿闪络阶段的电压幅值跨度较大，裂纹扩展所需机电耦合作用时间更长；而击穿闪络发展至脆裂阶段较快，两阶段电压幅值相差10 kV以内。
2.2.2 不同尺寸裂纹的放电脆裂特性
不同裂纹深度影响下的三支柱绝缘子击穿特性与脆裂概率如图9a所示（厚度设置为0.5 mm）。可见三个部位的击穿电压均随裂纹深度的增加而下降，其中环氧-嵌筒界面的下降幅度最大，约为20.9%，而支腿中部击穿电压几乎未变，仅下降5.6%；绝缘子的脆裂概率随着裂纹深度增加逐步提升，环氧-嵌筒界面和环氧-嵌件界面的脆裂概率相近，在裂纹深度为2.5 mm时分别达到67%和75%，而支腿中部的脆裂概率则相对较低，仅为58%，表明环氧-嵌筒界面和环氧-嵌件界面更易发生放电击穿脆裂，且裂纹深度的增加会显著地加剧脆裂。
图9 不同裂纹尺寸下的脆裂击穿特性
Fig.9 Brittle fracture breakdown characteristics under different crack sizes
图9b所示为不同裂纹厚度影响下的击穿脆裂特性变化（深度设置为0.5 mm）。可见击穿电压均随裂纹厚度的增加而上升，但上升幅度较小，环氧-嵌件界面和环氧-嵌筒界面的上升幅度接近，增幅分别为12.6%和11.7%，而支腿中部的上升幅度最小，仅为5.9%；厚度的增加使脆裂概率逐渐降低，但降幅有限，环氧-嵌筒界面和环氧-嵌件界面的脆裂概率相近，且显著高于支腿中部的脆裂概率，但三者的脆裂概率与裂纹深度变化下相比均较低。
在初始裂纹影响下，绝缘子环氧-嵌件界面及环氧-嵌筒界面在电场和机械应力耦合作用下更易放电脆裂，且裂纹深度越大、厚度越小，绝缘子击穿电压越低、脆裂概率越大，其中裂纹深度的影响更为严重。
2.2.3 不同电压类型的放电脆裂特性
对三支柱绝缘子初始缺陷施加正/负极性直流电压及工频交流电压，得到不同电压类型下的击穿特性如图10所示。在交/直流作用下，环氧结合界面击穿电压均低于支腿中部，而环氧-嵌件界面击穿电压相较于环氧-嵌筒界面更低；负极性直流下击穿电压相较于正极性击穿电压更低，平均降幅为6.23%，交流电压作用下击穿电压下降更为显著，相较于负极性直流电压平均降幅为25.13%，说明交流电的周期作用引发的绝缘材料累积损伤作用效果更为强烈。
图10 不同电压类型下的击穿特性
Fig.10 Breakdown characteristics of different voltage types
在施加交/直流电压的基础上叠加冲击电压，得到击穿特性如图11所示，冲击电压击穿阈值沿环氧-嵌件界面、环氧-嵌筒界面、支腿中部逐渐升高。将三个部位冲击电压击穿阈值相较于基础交/直流击穿阈值的增幅百分比平均值定义为平均冲击增幅，直流作用下三个部位的平均冲击增幅为29.7%，与交流叠加时为55.1%，可知交流下击穿阈值增幅更显著。交流下叠加后的总击穿电压幅值相较于直流下更低，三个部位的交流叠加总击穿电压幅值比直流叠加总击穿电压幅值平均低16.5%。
对绝缘子施加交/直流电压及交/直流叠加冲击电压，统计绝缘子的脆裂概率见表1。在环氧-嵌件界面，直流电压下脆裂概率为25%，叠加冲击电压后升至42%；交流下脆裂概率为42%，叠加冲击后进一步升至58%，表明冲击电压与载荷会通过电场畸变与瞬时高应力的协同作用显著加速裂纹扩展。环氧-嵌筒界面的脆裂概率在直流-冲击与交流-冲击下分别达到33%和50%，较直流与交流显著升高，主要是因为界面剥离应力在冲击电压下被放大，叠加直流空间电荷或交流交变疲劳进一步引发材料劣化。而支腿中部脆裂概率较低。
图11 叠加冲击电压击穿特性
Fig.11 Superimposed impulse voltage breakdown characteristics
表1 不同电压类型下脆裂概率统计
Tab.1 Statistics of brittle cracking probabilities for different voltage types （%）
初始裂纹部位直流直流-冲击交流交流-冲击 环氧-嵌件界面25424258 环氧-嵌筒界面17333350 支腿中部8251742
2.2.4 不同机械应力作用下的放电脆裂特性
不同机械应力作用下击穿电压与脆裂电压幅值变化特性如图12a所示。随着机械应力从1 kN增加至3 kN，绝缘子各部位的击穿电压与脆裂电压均呈不同程度下降，且击穿电压与脆裂电压差值较小。击穿电压与脆裂电压在1.5 kN后降幅较大，1～1.5 kN作用下三个部位击穿电压平均降幅为7.02%，而在1.5～3 kN作用下平均降幅为19.91%；在1～1.5 kN时，脆裂电压平均降幅为6.30%，2～3 kN时平均降幅为17.76%。环氧-嵌件界面击穿电压降幅最大，主要是由于界面剥离应力与电应力的协同作用，加速了界面分层，同时应力导致材料内部微裂纹扩展，降低了界面粘接强度。环氧-嵌筒界面的击穿电压与脆裂电压降幅较大，这是由于环氧-嵌筒界面直接承受高电场强度，施加应力进一步加剧了裂纹尖端电场畸变，引发局部放电并削弱其绝缘性能。支腿中部击穿电压与脆裂电压降幅最小，这是由于电场分布均匀且机械应力分散，裂纹扩展较慢。
图12 应力变化下的脆裂击穿特性
Fig.12 Brittle fracture breakdown characteristics under stress changes
图12b所示为应力变化下脆裂概率和脆裂时间的变化特性。由图12b可见，随着施加应力增加，三支柱绝缘子各部位的脆裂概率显著上升，脆裂时间急剧缩短，且机械应力对环氧-嵌筒、环氧-嵌件界面区域的影响远高于对支腿中部的影响。在应力超过2 kN时，脆裂概率与脆裂时间变化较大，当应力达到2.5 kN时，环氧-嵌件界面脆裂概率提升33个百分点，脆裂时间从23 min降至13 min，降低约43%。环氧-嵌筒界面和支腿中部的脆裂概率和时间变化也较为明显。这是因为当应力超过2 kN后，裂纹尖端应力强度因子易超过环氧树脂断裂韧性，导致裂纹失稳扩展；同时，界面剥离应力与材料疲劳损伤协同作用，加速分层，因此界面结合处的脆裂较为严重。而支腿因承受均匀应力且无显著电场畸变，裂纹扩展较慢，但仍受高应力累积影响。
针对试验中的脆裂过程和数据分析，以环氧-嵌件界面处的裂纹发展为例，仿真裂纹扩展时的电场-机械应力分布，设置电压等级为100 kV，机械应力大小为3 kN，并对裂纹进行相关简化，忽略裂纹发展的微小曲折、变形等，将裂纹近似为平滑的弧形。由于路径与实际一致，因此该等效产生的微小误差可近似忽略。仿真得到电场-机械应力分布如图13所示。随着裂纹的发展，电应力和机械应力始终位于裂纹尖端附近。图13a为裂纹初始阶段电场-机械应力分布，可见裂纹尖端电场强度高达32 kV/mm，因几何边界尖锐且环氧-嵌件存在介电差异而引起显著电场集中，易发生局部放电。同一区域机械应力集中，峰值约为1.26 kN/mm2，因应力奇异性使应力强度因子远超远场平均水平[22]，且铝与环氧基体的力学性能差异在界面处进一步放大使得应力集中，应力方向由外施载荷方向指向支腿底部。高电场与应力集中的耦合作用导致介质极化、电荷积聚[23]，并使该区域局部发热，降低了材料的断裂韧性，在微观层面诱发裂纹、气隙等细微损伤[24]，其相对介电常数显著低于周围固体介质，会引起局部电场强烈畸变，诱发局部放电。在缺陷发展初期，空隙内部电场集中，放电强度较弱，但会产生高能电子轰击并引起局部温升；随着放电的持续作用，气泡逐渐膨胀并与周围裂纹连通，导致缺陷形貌发生演化，空隙放电促进裂纹尖端损伤和扩展，同时裂纹扩展又为空隙的进一步生长与合并提供了通道。
图13 电场-机械应力分布
Fig.13 Electric field-mechanical stress distribution
裂纹扩展阶段电场-机械应力分布如图13b所示。裂纹生长后由于几何形状改变及界面边缘效应的影响，界面处介电常数突变引起边缘电荷积聚，导致电场强度较高，可达24.8 kV/mm。机械应力集中于新裂纹尖端附近，最大为3.36 kN/mm2。裂纹路径受到应力驱动、材料界面、结构形状和电场耦合的综合作用，主应力方向与几何结构的约束共同导致裂纹弯曲生长。高电场环境作用显著降低了材料局部断裂韧性，增大了裂纹尖端处的缺陷敏感性[25]，同时机械应力的持续作用会使裂纹尖端继续生成更多微裂纹，加剧局部放电，并进一步加剧材料劣化。
当裂纹发展至支腿对侧时，电场-机械应力分布如图13c所示，裂纹贯穿支柱结构，贯穿处仍有电场集中，SF6和环氧树脂交界处的介电常数差异进一步加剧了电场畸变。贯穿裂纹在机械层面会造成结构破坏，形成极化破坏通道，诱发更严重的放电，导致绝缘子介质损耗和老化加剧。裂纹在机械应力作用下沿弧线形发展，裂纹尖端中的微裂纹等缺陷在强电场下继续产生微弱的局部放电和热化学降解。当贯穿断裂后，整体刚性与承载能力显著衰减，应力集中急剧释放，断裂右侧部分向上弹起，而左侧整体向下运动。
环氧-嵌件界面、环氧-嵌筒界面、支腿中部在 0.5 mm固定裂纹深度下沿裂纹尾部到尖端头部的电场强度、应力变化规律如图14所示。在裂纹由初始发展到最终贯穿的各个阶段，靠近裂纹尖端位置的电场强度与应力分布均呈现明显的峰值激增与梯度集中现象，最大值都在裂纹尖端附近区域出现，而电场集中与应力集中程度从环氧-嵌件界面、环氧-嵌筒界面、支腿中部逐渐下降，即环氧结合处更易发生放电脆裂。图14a中，电场强度随裂纹发展先缓慢上升，接近尖端时不同部位呈现不同程度的激增；图14b所示的应力集中则在接近尖端处陡升，说明机械应力主要作用于尖端处。
图14 裂纹内部各点电场强度与应力分布
Fig.14 Electric field intensity and stress distribution at each point inside the crack
综合上述仿真结果，三支柱绝缘子在机械应力与电场耦合作用下，呈现从初始裂纹到贯穿脆裂的过程，裂纹在演化过程中受材料属性、几何界面以及电-力耦合作用综合影响。首先，裂纹尖端区域出现高电场与应力集中，并伴随微观气隙和微弱局部放电产生，促使裂纹于局部缺陷处不断发展；其次，裂纹沿受力与电场梯度畸变最严重的路径扩展，在尖端处不断出现新的应力和电场峰值，产生更多的微观缺陷；最后，在高电场对材料局部韧性的削弱和外载荷的持续作用下，裂纹贯穿支柱整体，导致机械断裂和绝缘强度的严重退化。
电-机械应力协同作用下的放电脆裂微观作用机制如图15所示。在直流电压作用下，绝缘子表面开始出现电荷积聚现象，正极性电荷向腹部嵌筒周围聚集，负极性电荷则向环氧-嵌件界面积聚，而在初始裂纹尖端处形成的高电场强度区域将会积聚更多电荷。电荷主要为界面极化束缚电荷，以及SF6由于局部放电产生带电离子注入绝缘子表面的注入电荷[26]。界面极化束缚电荷与SF6电离产生的注入电荷形成叠加电场，改变了裂纹尖端局部电场分布，与外加电场叠加后显著增强了气隙中的局部电场强度，降低了放电阈值，同时部分界面电荷可能通过隧穿或逸出注入气隙中，成为电子崩的初始电子源。在初始裂纹尖端处形成的电子崩头部在高电场的作用下获得能量，并与气体分子发生碰撞电离，不断产生新的电子和离子，由于电子能量较高，负离子浓度较低，因此以正离子与自由电子为主形成细丝状流注等离子体通道。
图15 放电脆裂微观作用机制
Fig.15 Microscopic mechanism of discharge embrittlement
当机械应力与高电场叠加作用时，裂纹尖端处存在应力集中，导致环氧基体局部机械强度下降，微裂纹和裂纹分支更易形成，为电子崩发展和流注形成提供了路径[27]。初始流注通道以“流注头”的方式沿裂纹扩展方向发展，产生的高能电子继续碰撞电离，在裂纹尖端区域形成高应力集中、高电场强度，促使流注不断发展。在流注发展过程中，带电粒子不断轰击材料表面和裂纹壁面，产生局部热损伤，加剧材料的绝缘破坏与损伤，形成脆裂-放电协同作用。当流注到达断裂界面时，此时的绝缘距离借由流注通道缩短，放电通道更易形成，击穿电压急剧降低，绝缘子更易脆裂击穿。
交流电压下，电场发生周期性极性翻转，高电场会重新触发，并加强微弱的局部放电。当裂纹尖端处存在微小裂纹缺陷时，会出现放电—熄灭—再放电的循环过程。由于流注等离子体通道中的正离子和自由电子不断冲击裂纹壁面，且介电极化速度显著滞后于交流电场变化，产生损耗，裂纹区域局部温升显著。交/直流作用下绝缘子表面温度变化如图16所示。由图16可知，交流电压下，相较于直流电压，绝缘子表面温度在高电压和局部放电影响下升高更为明显，从而导致环氧基体热分解和微裂纹损伤，交流电压在裂纹尖端产生的附加温升循环更易加剧绝缘子断裂。相较而言，直流电压下则呈现相对稳定的电荷积聚过程，放电发生后趋于平衡状态，重复触发的频次较低。因此交流下击穿电压比直流更低，更易发生击穿脆裂。
图16 交/直流作用下绝缘子表面温度变化
Fig.16 Ssurface temperature variation of insulators under AC/DC conditions
在冲击电压叠加下，电压在μs时间内达到峰值，裂纹尖端局部电场的急剧畸变及空间电荷的非均匀分布会导致极化过程难以在全局范围内实现电荷的均匀重排。尤其在电压骤升过程中，界面处的电荷迁移及再分布受到阻滞，致使局部区域出现瞬态电荷积聚和电场畸变，且由于裂纹表面粗糙度较高，比表面积较大，附着于裂纹壁上的参与电荷更难调整[28]。冲击电压带来的瞬时强电应力与机械应力耦合作用使裂纹扩展更为剧烈，并会进一步剥离环氧界面粘接层。在放电过程中，冲击电压会产生更多的热量和更高的局部电场，放电火花的高温使环氧表面的烧蚀更为严重，并会分解SF6气体，产生少量氢氟酸等腐蚀性物质，在一定程度上加剧了绝缘腐蚀破坏，进一步降低了绝缘强度。
在多场耦合作用下，三支柱绝缘子裂纹扩展演化受机械势能、电场诱导的能量释放和温升热损伤共同作用，因此可将裂纹扩展过程归纳为多场耦合的能量驱动过程，其裂纹驱动能量释放率Gto可表示为
（1）
式中，Gm为裂纹扩展所释放的机械弹性能[29]；Ge为电场诱导下介质电能重分布产生的能量释放；Gh为电压升高使绝缘子表面温升和局部放电造成额外温升带来的热损伤。
由于绝缘子裂纹长度远小于支腿长度，且裂纹扩展平滑，可认为在法向投影上处处相等，在平面应变下认为断裂形式主要为Ⅰ型裂纹，则基于线弹性断裂理论，Gm可以简化表征为
（2）
式中，
为材料泊松比；Em为杨氏模量；KI为应力强度因子，在典型平面应变断裂模式下计算式为
（3）
式中，σ为远场机械应力，即没有裂纹时的应力；a为裂纹长度；W为绝缘子截面宽度；f(a/W)为与裂纹长度、绝缘子截面宽度相关的修正因子[30]。
根据J积分理论，考虑电场作用无外力做功，在直流电压作用下电场在裂纹缺陷周围储存的电势能释放能量GDC e可表征为
（4）
式中，E为电场强度；ε为材料介电常数；Ω为积分作用域，表示裂纹附近的影响区域，如图17所示；
图17 裂纹附近的影响区域
Fig.17 The affected area near the crack
A为裂纹单位扩展面积。
在交流情形下，GAC e可用方均根电压近似替代。而在冲击电压叠加影响下，在裂纹尖端区域会形成极高的电场梯度，诱发高强度瞬时放电，此时的能量释放率表示为瞬态响应，即
（5）
式中，Δt为冲击电压作用时间。
Gh主要来源于放电瞬时电弧、等离子体热冲击与化学侵蚀作用，其可等效表征为
（6）
式中，η为能量作用效率，表征局部放电对裂纹热扩散、损伤演化的有效作用部分；q为局部放电平均放电量；Vpd为放电电压；N为放电重复次数；ρ为材料密度；cp为材料比定压热容；ΔT为热场作用下相较环境温度的温升。
综合上述分析，三支柱绝缘子发生裂纹扩展的临界判据可表示为
（7）
式中，Gc为材料临界断裂能；Gtype e为不同施加电压类型（type）对应的电场能量释放率。依据断裂韧性试验结果[31]，环氧树脂复合材料Gc
450 J/m2。结合图13得到的电场强度与应力集中结果，以及在试验中获取的微弱局部放电相关数据，在仿真中将计算所得的Gto设为裂纹扩展驱动力，并设环氧复合材料的杨氏模量为2 GPa、泊松比为0.38、Gc=450 J/m2，则Gto驱动下裂纹的扩展过程如图18所示。由图18可见，当施加应力和电场的能量释放率超过Gc时，裂纹开始扩展并最终断裂。
试验时不同应力下的击穿电压均在140 kV以下，因此设置计算上限为140 kV。不同电压、载荷下能量释放率的计算值如图19所示，当施加应力较低时，需要较高电压才能超过环氧树脂材料的Gc。电压为0 kV时为边界状态，即单机械应力作用，在此条件下开展对绝缘子施加机械应力作用下的脆裂试验，并逐步提升应力直至发生裂纹扩展脆裂，如图20a所示，当应力提升至2.8 kN时，绝缘子裂纹扩展并最终发生脆裂。同时研究单电场作用的情况，可发现虽然存在放电闪络现象，但不会发生脆裂，计算所得的Ge和Gh总和最大为384 J/m2，未达到Gc，与试验现象一致。将计算得出的裂纹扩展临界电压与试验裂纹扩展电压对比如图20b所示。当应力为2 kN时，临界扩展计算电压为63 kV，与试验值67 kV接近，不同应力下平均误差为6.9%，验证了判据的有效性。
图18 Gto驱动下裂纹扩展动态过程
Fig.18 dynamic process of crack propagation driven by Gto
图19 临界能量释放率计算值
Fig.19 Calculated value of critical energy release rate
图20 临界判据试验验证
Fig.20 Experimental verification of critical criteria
在实际过程中，电-热-力不仅存在协同作用，随着电压幅值升高，Ge呈二次增长，Gh也逐渐增大，而外施机械应力的改变又会对Gm造成影响，因此需厘清在不同阶段何种能量释放率为主导因素，以及不同能量释放率间的竞争关系。在1 kN应力作用下，随电压幅值升高，各能量释放率计算结果及Gm的权重ωm、Gh的权重ωh和Ge的权重ωe见表2。由表2可知，随着电压升高，电场畸变加剧并且裂纹扩展，促使Gm也有一定幅度的增加，而Ge和Gh为协同作用关系，随电压升高均较快增长。
表2 不同能量释放率权重
Tab.2 Different proportions of energy release rates
U/kVGm/(J/m2)ωmGe/(J/m2)ωeGh/(J/m2)ωh 0110.3510000 20120.760.73637.250.22760.037 40128.840.64556.760.284140.070 60137.140.53393.220.362270.105 80145.640.448134.560.414450.138 100154.360.384183.440.457640.159 120163.290.332243.350.495850.173 140172.430.294310.880.5291040.177
Ge和Gh在电压升高过程中紧密关联，计算两者权重之和与Gm权重的动态变化过程可知：当电压为10～60 kV时，Gm权重在0.5以上，此时弹性势能为主要裂纹扩展驱动来源；当电压加至60～80 kV时，为Gm和Ge、Gh权重交叉带，即权重相近并接近权重占比反超区间，弹性势能和电势能竞争最为激烈；当电压继续上升时，由局部放电与电势能协同作用主导，加速裂纹的脆裂和局部放电烧蚀。
当改变外施机械应力大小时，弹性势能大小发生变化，导致三者能量释放率的权重分配出现变化，具体情况如图21所示。在1～1.5 kN的低外施机械载荷下，Gm权重随电压递增而快速衰减，而Ge与Gh权重激增，两曲线在约70 kV处交叉后由后者主导裂纹演化；当外施载荷达到2 kN时，Gm权重初值进一步提升且下降斜率减缓，交叉点被后推至约130 kV，此时主要表现为电-热-力协同主导裂纹扩展；当外施载荷继续增加至2.5 kN及3 kN时，弹性势能已接近材料临界能量释放率基线，整个区间内Gm权重始终保持0.6以上，即弹性势能能量释放率作用占比超过60%，Ge和Gh虽然随电压升高持续累积，但始终为弹性势能主导，裂纹因此由低机械应力下电、热势能主导转换为高应力下弹性势能主导脆裂，仅在高压段叠加少量放电-热化学加速作用。
图21 不同应力下能量释放率动态变化
Fig.21 The dynamics of energy release rate under different stresses
对该竞争模型采用四参数Logistic拟合，可得
（8）
式中，A1和A2分别为低压极限和高压极限的机械势能能量释放率权重；x0为拟合曲线拐点；p为拟合曲线中心斜率；U为电压幅值。ωm=0.5为Gm和Ge+Gh权重交叉点，即ωm=0.5时的电压U(ωm=0.5)为能量释放率主导权交换电压值。不同应力下参数取值见表3。由表3可知，随外施应力增加，A1、A2和x0数值均上升，表明机械势能的主导作用加剧；p值减小，说明Gm权重下降速度放缓。根据该函数模型，可以针对不同应力大小得出相应的权重变化规律，为进一步研究三支柱绝缘子内部脆裂演化过程的主导因素提供参考。
表3 Logistic拟合参数取值
Tab.3 The parameter values for Logistic fitting
应力/kNA1A2x0/kVpU(ωm=0.5)/kV 10.7780.16574.132.0568 1.50.8550.22588.241.9998 20.8990.242105.211.92132 2.50.9240.316115.461.93＞140 30.9320.354119.631.92＞140
本文观测了三支柱绝缘子的脆裂过程、脆裂形貌等宏观特征，分析了不同条件下的放电脆裂特性，揭示了在电-热-机械应力耦合作用下的放电脆裂机制，并建立了临界断裂判据和竞争机制模型，所得结论如下：
1）搭建三支柱绝缘子耦合应力测试平台对绝缘子进行脆裂过程分析，将过程分为裂纹扩展阶段、击穿闪络阶段和脆裂阶段，其中扩展阶段持续时间较长，击穿闪络至脆裂阶段过渡较快。断裂面普遍存在烧蚀炭化痕迹与分支裂纹，环氧界面结合处相较于支腿中部更易发生击穿脆裂。随脆裂演化，微弱放电信号幅值从10 mV升至75 mV。
2）分析了缺陷尺寸位置、轴向机械应力与交/直流及冲击叠加电应力不同因素影响下的放电脆裂规律，可知随裂纹深度增加，脆裂概率最高提升至75%，而裂纹厚度对放电脆裂影响较小；负极性直流较正极性更易脆裂，存在极性效应，交流电压进一步将击穿电压降幅扩大至25.13%，叠加冲击电压会使击穿电压下降更为明显；应力的增加会显著降低击穿电压，当机械载荷超过2 kN时，脆裂概率增加33个百分点，脆裂时间缩短约43%。
3）结合三支柱绝缘子电-机械应力耦合仿真以及流注机理，得出裂纹尖端的高场强畸变、高应力集中是绝缘子脆裂的核心原因，最高电场强度畸变可达32 kV/mm，最高应力集中为3.36 kN/mm2，存在裂纹扩展-电场畸变-绝缘劣化的级联放电效应。结合断裂力学理论，在能量释放率中考虑电势能与温升热损伤的影响，提出了绝缘子放电脆裂的临界判据，并分析了电压与外施应力变化下不同能量释放率的竞争机制。裂纹驱动在低机械应力下由电势-热能主导，高机械应力下逐步由弹性势能主导，最终弹性势能保持权重大于60%。
参考文献
[1] 张语桐, 吴泽华, 徐家忠, 等. 特高压GIS用单支撑绝缘子绝缘结构优化设计[J]. 电工技术学报, 2023, 38(1): 258-269. Zhang Yutong, Wu Zehua, Xu Jiazhong, et al. Optimization design of insulation structure for post insulator in UHVAC GIS[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2023, 38(1): 258-269.
[2] 王媛, 杨睿成, 苏宝亮, 等. 直流GIS/GIL内微纳粉尘弥散浓度分布特性及对气隙击穿强度的影响[J]. 电工技术学报, 2025, 40(5): 1601-1613. Wang Yuan, Yang Ruicheng, Su Baoliang, et al. Characterization of diffuse concentration distribution of micron-nano dust in DC GIS/GIL and the effect on air gap breakdown strength[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2025, 40(5): 1601-1613.
[3] 李玄, 尹奕淳, 师伟, 等. 三支柱绝缘子微缺陷超声临界纵波探测方法与应用[J]. 电工技术学报, 2025, 40(21): 6905-6921. Li Xuan, Yin Yichun, Shi Wei, et al. Ultrasonic critical longitudinal wave detection method and application for microdefects in tri-post insulators[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2025, 40(21): 6905-6921.
[4] 陈静, 曹鸿, 李国艮, 等. 一起500kV GIL管母支柱绝缘子故障分析[J]. 高压电器, 2024, 60(1): 190-196. Chen Jing, Cao Hong, Li Guogen, et al. Fault analysis of a support insulator for 500 kV GIL tubular busbar [J]. High Voltage Apparatus, 2024, 60(1): 190-196.
[5] 王井飞, 张强, 李祥斌, 等. 特高压直流输电工程GIL三支柱绝缘子故障分析及改进措施[J]. 高压电器, 2020, 56(1): 246-252. Wang Jingfei, Zhang Qiang, Li Xiangbin, et al. Fault analysis and improvement measures of GIL three-pillar insulator in UHVDC transmission project[J]. High Voltage Apparatus, 2020, 56(1): 246-252.
[6] 王典浪, 曹鸿, 李国艮, 等. 500kV GIL三支柱绝缘子隐患分析及整治[J]. 高压电器, 2023, 59(3): 195-203. Wang Dianlang, Cao Hong, Li Guogen, et al. Analysis and treatment of hidden trouble for 500 kV GIL three-pillar insulator[J]. High Voltage Apparatus, 2023, 59(3): 195-203.
[7] 陈静, 臧春艳, 龚禹璐, 等. 超特高压GIL三支柱绝缘子研究述评[J]. 高压电器, 2024, 60(2): 143-155. Chen Jing, Zang Chunyan, Gong Yulu, et al. Research review on tri-post insulator for EHV/UHV GIL[J]. High Voltage Apparatus, 2024, 60(2): 143-155.
[8] 胡琦, 李庆民, 刘智鹏, 等. 基于表层梯度电导调控的直流三支柱绝缘子界面电场优化方法[J]. 电工技术学报, 2022, 37(7): 1856-1865. Hu Qi, Li Qingmin, Liu Zhipeng, et al. Interfacial electric field optimization of DC tri-post insulator based on gradient surface conductance regulation[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(7): 1856-1865.
[9] 杜伯学, 董佳楠, 梁虎成. 特高压GIL非均匀热气流特性与三支柱绝缘子绝缘裕度分析[J]. 电工技术学报, 2023, 38(6): 1678-1686. Du Boxue, Dong Jia’nan, Liang Hucheng. Non-uniform gas convection in UHV-GIL and insulation margin analysis for tri-post insulator[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2023, 38(6): 1678-1686.
[10] 刘智鹏, 魏来, 李庆民, 等. GIL支柱绝缘子嵌件-环氧界面缺陷演化过程与放电脆裂机制[J]. 高电压技术, 2024, 50(1): 359-369. Liu Zhipeng, Wei Lai, Li Qingmin, et al. Defects evolution process and mechanism of discharge embrittlement of GIL post insulator inserts and epoxy interface[J]. High Voltage Engineering, 2024, 50(1): 359-369.
[11] Wu Zehua, Tian Huidong, Zhu Sijia, et al. In-situ observation of electrical tree evolution in epoxy dielectrics with internal cracks[J]. High Voltage, 2021, 6(2): 210-218.
[12] 刘鹏, 吴泽华, 朱思佳, 等. 缺陷对交流1100kV GIL三支柱绝缘子电场分布影响的仿真[J]. 电工技术学报, 2022, 37(2): 469-478. Liu Peng, Wu Zehua, Zhu Sijia, et al. Simulation on electric field distribution of 1100kV AC tri-post insulator influenced by defects[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(2): 469-478.
[13] 郑尧, 郝艳捧, 王国利, 等. GIL三支柱绝缘子机械应力超声检测技术[J]. 高电压技术, 2021, 47(6): 2022-2032. Zheng Yao, Hao Yanpeng, Wang Guoli, et al. Ultrasonic detecting technology of mechanical stress in GIL three-post insulators[J]. High Voltage Engineering, 2021, 47(6): 2022-2032.
[14] Dong Jia’nan, Du Boxue, Liang Hucheng, et al. Breakdown process modeling of tri-post insulator subjected to electrical and mechanical loadings in HVAC-GIL[C]//2024 IEEE 5th International Conference on Dielectrics (ICD), Toulouse, France, 2024: 1-4.
[15] Du Boxue, Guo Zhijun, Liang Hucheng. Combined effects of electrical and mechanical stresses on insulation breakdown: part II: bursting breakdown of GIL insulator[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2023, 30(5): 2370-2377.
[16] 刘贺晨, 郭展鹏, 李岩, 等. 衣康酸基环氧树脂和双酚A环氧树脂性能对比研究[J]. 电工技术学报, 2022, 37(9): 2366-2376. Liu Hechen, Guo Zhanpeng, Li Yan, et al. Comparative study on the performance of itaconic acid based epoxy resin and bisphenol a epoxy resin[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(9): 2366-2376.
[17] 汪建成, 谢文刚, 宫瑞磊, 等. 550kV GIL三支柱绝缘子设计[J]. 高压电器, 2018, 54(5): 114-118. Wang Jiancheng, Xie Wengang, Gong Ruilei, et al. Design of 550 kV GIL three post insulator[J]. High Voltage Apparatus, 2018, 54(5): 114-118.
[18] 彭宗仁, 张鹏飞, 刘鹏, 等. 苏通综合管廊工程特高压GIL绝缘关键技术[J]. 高电压技术, 2023, 49(10): 4046-4057. Peng Zongren, Zhang Pengfei, Liu Peng, et al. Key insulation technology of UHV GIL in sutong utility tunnel project[J]. High Voltage Engineering, 2023, 49(10): 4046-4057.
[19] Du Boxue, Zhang Wenjin, Liang Hucheng. Combined effects of electrical and mechanical stresses on insulation breakdown: part I: tree growth of epoxy resin[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2023, 30(5): 2362-2369.
[20] Ji Hongxin, Li Chengrong, Ma Guoming, et al. Partial discharge occurrence induced by crack defect on GIS insulator operated at 1100 kV[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2016, 23(4): 2250-2257.
[21] 谢佳苗, 李京阳, 周佳逸, 等. 含有预裂纹的固体氧化物燃料电池的电极裂纹扩展分析[J]. 物理学报, 2024, 73(23): 218-229. Xie Jiamiao, Li Jingyang, Zhou Jiayi, et al. Analysis of electrode crack propagation in solid oxide fuel cell with pre-crack[J]. Acta Physica Sinica, 2024, 73(23): 218-229.
[22] 董渊哲, 刘柏扬, 朱成成, 等. 高强度金属棒料高速与应力集中复合剪切断裂行为[J]. 西安交通大学学报, 2024, 58(8): 145-155. Dong Yuanzhe, Liu Boyang, Zhu Chengcheng, et al. High-speed shearing with stress concentration and fracture behavior of high-strength metal bars[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2024, 58(8): 145-155.
[23] 李思庚, 李庆民, 王伟, 等. 电热协同老化应力下环氧树脂复合材料沿面闪络特性与数值模拟[J]. 电工技术学报, 2025, 40(13): 4045-4057.Li Sigeng, Li Qingmin, Wang Wei, et al. Characterization and numerical simulation of epoxy resin composites flashed along the surface under electro-thermal co-aging stresses[J]. Transactions of China Electro-technical Society, 2025, 40(13): 4045-4057.
[24] Du Boxue, Zhang Ying, Kong Xiaoxiao, et al. Morphological feature analysis of electrical tree growth in epoxy resin under tensile and compressive stress[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2022, 29(1): 343-346.
[25] Zhang W J, Du B X, Liang H C. Mechanical stress affecting dielectric properties of epoxy resin[J]. IEEE Transactions on Dielectrics and Electrical Insulation, 2024, 31(4): 2255-2258.
[26] 李传扬, 林川杰, 陈庚, 等. 高压直流盆式绝缘子气-固界面电荷行为研究综述[J]. 中国电机工程学报, 2020, 40(6): 2016-2026. Li Chuanyang, Lin Chuanjie, Chen Geng, et al. Review of gas-solid interface charging phenomena of HVDC spacers[J]. Proceedings of the CSEE, 2020, 40(6): 2016-2026.
[27] 杨亚奇, 李卫国, 夏喻, 等. 低气压下长间隙交直流放电特性研究[J]. 电工技术学报, 2018, 33(5): 1143-1150. Yang Yaqi, Li Weiguo, Xia Yu, et al. Research of AC and DC discharge characteristics of long gap under low pressure[J]. Transactions of China Electrotech-nical Society, 2018, 33(5): 1143-1150.
[28] 何聪, 张炜, 李良书, 等. 交流叠加冲击电压下环氧绝缘内部气隙局部放电特性[J]. 电网与清洁能源, 2023, 39(3): 33-39, 47. He Cong, Zhang Wei, Li Liangshu, et al. PD characteristics of void in epoxy insulation under AC and impulse superimposed voltage[J]. Power System and Clean Energy, 2023, 39(3): 33-39, 47.
[29] 王硕, 张铮. 基于能量释放率的界面断裂实验分析方法[J]. 力学与实践, 2018, 40(1): 18-23. Wang Shuo, Zhang Zheng. An experimental method based on energy release rate ofinterfacial fracture[J]. Mechanics in Engineering, 2018, 40(1): 18-23.
[30] 董华军, 李东恒, 李金金, 等. 真空开关传动系统疲劳裂纹扩展特性研究[J]. 电工技术学报, 2026, 41(8): 2853-2866. Dong Huajun, Li Dongheng, Li Jinjin, et al. Research on fatigue crack propagation characteristics of vacuum switch transmission system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2026, 41(8): 2853-2866.
[31] 李乐, 赵天放, 刘云鹏, 等. 不同缠绕工艺GFRP空心支柱绝缘子力电性能试验及多尺度力学仿真[J]. 电工技术学报, 2025, 40(23): 7776-7792, 7805. Li Le, Zhao Tianfang, Liu Yunpeng, et al. Multi scale mechanical simulation and electromechanical experimental testing of GFRP hollow insulators based on different process parameters[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2025, 40(23): 7776-7792, 7805.
Abstract Gas-insulated metal-enclosed transmission lines (GIL) have been widely used in the new power system in recent years. However, the key insulating component, the tri-post insulator, is prone to discharge brittleness faults due to its complex structure and interface defects generated during production, transportation and operation. It is urgent to carry out relevant research to clarify the brittleness mechanism. Based on the 550 kV true insulator scale model, this paper constructed a tri-post insulator electro-thermal-mechanical synergistic discharge brittle fracture test platform. The platform mainly includes a high-voltage power supply, a closed cavity, a pressurization device, an ultrasonic partial discharge device, a high-speed camera, and an oil bath heating device. The dynamic evolution process of the crack was observed. The discharge embrittlement laws under the influence of different voltage types, defect sizes, mechanical stress magnitudes and other factors were analyzed. The mechanism of cascade discharge embrittlement was revealed by experimental results and simulation analysis. By combining electric potential energy, elastic potential energy and thermal energy, a model of crack driving energy release rate was established and the fracture criterion was proposed, clarifying the mechanism of different energy competition with voltage and stress changes.
The experimental results and phenomena show that the crack development is divided into crack propagation, breakdown flashover and brittle fracture stages. The weak discharge signal becomes stronger from weak and gradually develops to breakdown flashover. Due to the coupling effect of electric field distortion and stress concentration at the epoxy bonding interface, the breakdown voltage is reduced by 20.9% and 9.5% respectively compared with the outriggers. As the depth of the crack increases, the probability of brittle cracking rises to up to 75% at most. The longer the crack length and the narrower the thickness, the more likely it is to break through and become brittle. Negative polarity direct current is more prone to cracking than positive polarity. Under the action of alternating current, the breakdown voltage drops by 25.13%, and the drop is more obvious after superimposing the impulse voltage. The external stress causes severe impact. The difference between the breakdown voltage and the brittle fracture voltage is relatively small, and the decrease is significant after 1.5 kN. Stress exceeding 2 kN can shorten the brittle fracture time by approximately 43%. Simulation analysis reveals that the coupling effect of high electric field and stress concentration at the crack tip leads to damage and propagation of the crack tip and provides a channel for the formation of flow injection.
Based on the criterion of the critical energy release rate of the electric-thermal-force coupling, it is concluded that at 2 kN, the critical extended calculated voltage is 63 kV, which is close to the experimental 67 kV. The average error under different stresses is 6.9%, verifying the validity of the criterion. The crack propagation voltage and experimental error are 6.9%. Under low load, the competition among elastic potential energy, electric potential energy and thermal energy is fierce, and the dominance alternates with the increase of voltage. However, under high stress, mechanical potential energy dominates, always accounting for more than 60%. Four-parameter Logistic fitting is adopted for this competition model. By changing the corresponding parameters, the specific gravity variation laws can be obtained for different stress magnitudes.
keywords：Tri-post insulator, stress coupling, discharge brittle cracking, defect evolution characteristics,energy competition mechanism
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.250805
中图分类号：TM852
智能电网国家科技重大专项（2024ZD0802400）和国家自然科学基金原创探索项目（52450005）资助。
收稿日期 2025-05-13
改稿日期 2025-08-24
尹奕淳 男，2000年生，硕士研究生，研究方向为GIL三支柱绝缘子放电脆裂演化机理。E-mail：348161803@qq.com
李庆民 男，1968年生，教授，博士生导师，研究方向为高电压与绝缘技术、放电物理。E-mail：lqmeee@ncepu.edu.cn（通信作者）
（编辑 李 冰）