图1 密封圈力学性能测试平台
Fig.1 Mechanical property testing platform for sealing rings
摘要 丁腈橡胶因其优良的耐油性和力学性能被广泛用于变压器密封，但其在热-机械应力-油多因素作用下的老化规律与气密性失效机制尚不清晰，限制了密封状态评估与寿命预测精度的提升。因此，该文深入研究了丁腈橡胶密封圈在多重因素联合作用下的老化行为。首先，通过开展100℃、110℃、120℃下热-空气、热-机械应力-空气、热-油及热-机械应力-油四类加速老化试验，定期测试老化过程中丁腈橡胶的关键力学参量；其次，对热-机械应力-油老化过程中丁腈橡胶开展氮气保压试验以确定其气密性失效终点；接着，结合密封圈的傅里叶变换红外光谱（FTIR）与断面扫描电子显微镜（SEM）测试，从微观层面探究了丁腈橡胶的老化机理。最终，构建基于Arrhenius模型、以气密性失效为寿命终点的丁腈橡胶服役寿命预测模型。热老化结果表明，丁腈橡胶的力学性能随老化时间呈现显著退化，其中机械应力与油侵蚀会加剧丁腈橡胶硬度、拉伸强度下降，提高了压缩永久变形率与拉断伸长率。气密性结果表明，100℃、110℃和120℃热-机械应力-油老化下丁腈橡胶分别老化至第124天、85天、56天时出现气密性失效。微观分析表明，老化过程中密封圈内部分子断裂、交联及氧化反应引发微观结构损伤（如颗粒聚集、孔洞与裂纹），是造成材料力学性能退化与密封失效的重要原因。寿命预测表明，在30～80℃运行温度下，其服役寿命为9.59～1.07年。
关键词：丁腈橡胶 变压器 热-机械应力-油老化行为 气密性失效 寿命预测
丁腈橡胶（Nitrile Butadiene Rubber, NBR）因其优异的耐油性、良好的力学性能及加工性能，被广泛用作油浸式电力变压器中的关键密封材料，对保障设备长期稳定运行、防止绝缘油渗漏具有重要作用[1-3]。变压器在实际运行过程中，其密封材料长期处于高温、机械应力和绝缘油化学侵蚀等多因素耦合的复杂环境中[4-5]，易发生老化现象，导致材料性能退化甚至密封失效，进而引发油液泄漏、绝缘性能下降等运行风险[6-8]。
当前，国内外学者围绕丁腈橡胶（NBR）在电力设备中的应用开展了一系列研究，主要集中在热氧老化机理、应力与介质对老化行为的影响以及寿命预测方法等方面。在老化机理方面，学者高维等研究了丁腈橡胶在湿热老化和热空气条件下的老化行为，发现湿热与热空气老化均会导致NBR的力学性能显著降低，NBR内部分子断链、交联和氧化反应是造成其形变老化的主要因素[9]。学者李志刚等研究了聚氨酯弹性体的湿热老化特性，发现湿热环境中聚氨酯弹性体的变形率明显高于热空气老化环境，这主要源于湿热环境加速了填料和添加剂的迁移挥发，导致材料失去保护而加剧老化[10]。学者B. Alcock等研究了NBR在高温环境下的老化行为，结果表明老化后材料表面交联密度显著上升，致使拉伸强度大幅提高[11]。学者Zhao J.等研究了加速热老化下NBR的老化行为，结果表明交联反应贯穿于整个老化过程，而分子链断裂主要发生在老化后期，并与交联反应形成竞争机制[12]。在应力与油介质影响方面，彭旭东等研究了航空用NBR密封材料湿热老化机理，发现外加应力与升温对NBR的热氧老化具有对等的加速作用[13]。学者Wang SQ.等研究了液压油环境下NBR的老化行为和降解机理，发现压缩应力减缓了NBR的老化[14]。学者钱艺华等研究了NBR在热油压缩下的老化行为，结果表明NBR的老化是以分子链交联反应为主的，油和压缩应力使丁腈橡胶的各项性能表现出不同的变化趋势[15]。Liu X.等研究了商用润滑油和基础油对NBR热氧老化的作用机理，发现油介质的存在不仅会引起橡胶溶胀，还会萃取橡胶中的油溶性添加剂，降低橡胶的稳定性，从而在油溶胀和氧化交联的共同作用下导致材料寿命下降[16]。由此可见，当前研究多集中于单一或双因素老化，如热氧老化或热油老化，而对变压器密封圈实际服役环境中热-机械应力-油多因素联合作用下的老化行为研究仍较缺乏。特别是在热-机械应力-油侵蚀多因素耦合作用下，丁腈橡胶的分子链断裂、交联反应与微观结构损伤的协同演化机制尚不明确。
在寿命预测方面，学者罗恒煜等开展了NBR在60～100℃下的加速热老化试验，分别以存储与使用条件下NBR的变形率10%与50%作为失效临界值，利用Arrhenius方程建立了NBR的储存寿命和使用寿命预测模型[17]。学者韩哲文等研究了NBR密封圈在热油压缩中下的老化行为，高温会加速NBR 老化速率，矿物绝缘油则会加速NBR 的硬度和形变率上升，以变形率下降到初始值50%作为临界值，利用Arrhenius方程建立了密封圈在热油压缩环境下的寿命预测模型[18]。学者李秀杰等利用Arrhenius 模型，并以湿热老化过程中NBR的拉伸强度作为评价指标，建立了NBR 材料的湿热老化寿命预测模型[19]。值得注意的是，当前关于变压器用密封圈寿命终点的判定标准，目前尚无明确的规范。现有的判定方法多以密封圈力学性能退化至某一特定数值为依据，但这一数值在不同研究和应用中差异较大，缺乏通用性和准确性。常用的评价指标如拉断伸长率和压缩永久变形量，通常以下降至其值的50%或70%作为临界指标。然而，这些评价指标并不适用于现场复杂实际工况。实际上，密封材料的气密性失效才是变压器密封最直接的寿命终点，但现有研究很少以此作为寿命终止判据。
因此，本文以变压器用丁腈橡胶密封圈为研究对象，系统开展热-空气、热-机械应力-空气、热-油及热-机械应力-油等多条件下的加速老化试验，分析其在不同老化条件下的力学性能演变规律与气密性失效行为；结合傅里叶变换红外光谱（Fourier Transform Infrared, FTIR）和扫描电子显微镜（Scanning Electron Microscope, SEM）等微观测试手段，分析其老化机理及宏微观性能的协同退化关联；最终构建以气密性失效为寿命终点、基于Arrhenius模型的服役寿命预测模型，为变压器密封材料的选型、状态评估及寿命预测提供理论依据和数据支撑。
本文所用的丁腈橡胶（NBR）样品（丁腈含量约40%）由江苏伊顿复合材料科技有限公司提供，丁腈橡胶规格为120 mm×60 mm×6 mm（外径×内径×厚度），专用于现役500 kV油浸式电力变压器。所选NBR材料均具有优异的耐油性和耐高温性能（长期使用温度达150℃），其关键力学性能指标均满足特高压变压器的严苛工况要求，包括初始压缩永久变形率分别为9%与16.9%（≤30%），初始拉伸强度分别为15.4 MPa与12.4 MPa（≥10 MPa）。绝缘选用克拉玛依25号矿物变压器油，其初始性能指标符合GB 2536—2025[20]。
1.2.1 宏观力学性能测试
本文针对密封圈的关键力学参量进行测试，以分析老化过程中密封圈的力学性能退化规律，包括硬度、压缩永久变形率、拉伸强度、拉断伸长率，测试平台如图3所示。针对硬度，采用LX-A型邵尔A硬度计，按GB/T 531.1—2008标准测量[21]，每个样品测5点取平均值。针对压缩永久变形率，按GB/T 7759.1—2015标准[22]，采用限定器对试样施加25%压缩应变，在指定老化周期后取出，在标准环境中恢复30 min后测量其残余变形量，计算压缩永久变形率。针对拉伸强度与拉断伸长率，采用电子万能试验机，按GB/T 528—2009标准将老化后密封圈切割成哑铃型试片[23]，以500 mm/min的速率进行拉伸测试，每组至少测试5个有效样本后取均值。
图1 密封圈力学性能测试平台
Fig.1 Mechanical property testing platform for sealing rings
1.2.2 微观表征分析
本文针对老化过程中密封圈的微观结构进行测试。采用Nicolet iS50光谱仪分析亚甲基（-CH2）、甲基（—CH3）、C—O单键特征吸收峰面积的变化，以评估老化程度[24]。采用Regulus 8230场发射扫描电镜观察密封圈样品的断面形貌，重点分析微观缺陷（如孔洞、裂纹）的产生与演化。
1.3.1 热-机械应力-油加速老化试验平台
根据油浸式变压器密封件实际运行工况，本文设计了变压器用丁腈橡胶密封圈的加速老化试验，见表1，试验条件包括热-空气、热-机械应力-空气、热-油及热-机械应力-油。所有老化试验均在恒温老化箱内进行。针对机械应力老化条件，本文设计了一种用于变压器密封圈热老化试验的专用不锈钢密封罐，如图2所示。密封罐材质为SUS304不锈钢（奥氏体型不锈钢），该材料在电力设备中广泛用于变压器油箱、阀体及取样装置，具有良好的耐油性、耐温性和化学惰性。该装置通过内置安装槽结构，可有效模拟变压器密封圈的实际工况老化环境。密封罐采用上、下分体式设计，两部分通过法兰对接并由螺栓紧固连接。下半部分法兰对接面处加工有专用凹槽，用于精确安装密封垫样品。上半部分顶部设有多个接口，可连接注油阀、压力表、安全阀等部件。针对热-机械应力-空气，按照上述方法将密封圈装配于密封罐法兰凹槽中，并通过力矩扳手以恒定转矩10 N·m拧紧螺栓施加装配预紧力，从而在密封面形成稳定的压缩应力状态。针对热-机械应力-油试验条件，将绝缘油从不锈钢罐顶部注油阀加入，并超过法兰，使密封圈浸没在绝缘油中。采用恒定转矩拧紧法兰处的全部螺栓，确保所有样品的装配条件一致。热-机械应力-油条件下密封圈老化试验平台如图3所示。
表1 密封圈加速老化试验方案
Tab.1 Accelerated aging test scheme for sealing rings
试验组别温度/℃环境介质机械应力条件取样周期 热-空气110空气无机械应力0～100天 热-机械应力-空气110空气有机械应力0～100天 热-油110绝缘油无机械应力0～100天 热-机械应力-油100、110、120绝缘油有机械应力0～120天
图2 变压器密封圈热老化试验不锈钢罐
Fig.2 Stainless steel tank for thermal aging test of transformer sealing rings
图3 热-机械应力-油条件下密封圈老化试验平台
Fig.3 Aging test platform for sealing rings under the conditions of thermal, mechanical stress and oil
1.3.2 气密性测试
为验证所设计不锈钢密封老化罐自身的气密可靠性及老化过程中密封圈的气密性能，搭建氮气保压试验平台，如图4所示。首先，将不同老化阶段的密封圈样品安装于老化罐法兰槽位，使用力矩扳手以10 N·m的转矩均匀紧固所有螺栓；随后将整个密封罐浸入水槽中，确保水面完全没过法兰连接部位；接着，通过气阀向罐内注入氮气，持续充气直至压力稳定于0.4 MPa，在此过程中观察是否有气泡产生，若有气泡出现则表明密封圈发生泄漏，表明密封圈气密性失效。保持密封罐浸水状态24 h，并持续监测内部压力变化，若结束后压力下降不超过初始压力的5%，则判定该密封圈气密性良好，反之则气密性失效。本研究中，参考油浸式变压器密封性能验证试验的常用压力范围（0.3～0.5 MPa），将保压压力设定为 0.4 MPa。24 h保压时长与5%压降阈值依据实验装置标定结果确定，可有效区分系统本底波动与实际泄漏行为。
图4 密封圈气密性检测试验平台
Fig.4 Sealing ring airtightness detection test platform
1.3.3 热老化试验流程
本文围绕温度、机械应力和油侵蚀三个关键因素，设计并开展了NBR密封圈在热-空气、热-机械应力-空气、热-油、热-机械应力-油四类老化条件下的加速老化试验。具体试验流程如下：
（1）针对热-空气老化条件，直接将密封圈样品置于硼硅玻璃容器，该容器亦具有优良的化学惰性、耐热稳定性和耐油性。所有样品放置在恒温老化箱内。针对热-油老化条件，将试样完全浸没于盛有绝缘油的密闭容器中，确保油面高出试样(15±2)mm,，以防止氧化不均。
（2）针对热-机械应力-空气与热-机械应力-油老化条件，将密封圈准确安装于罐体凹槽中，使用力矩扳手紧固螺栓，确保各密封圈受力均匀一致。此外，针对热-机械应力-油老化条件，需要通过注油口向罐内注入绝缘油，使油面完全浸没法兰密封圈，以模拟真实设备油介质环境，
（3）将所有密封罐置于恒温老化箱中，分别在100℃、110℃和120℃三种温度下开展分组老化试验。
（4）过程中按预设时间间隔取样，依据1.2.1节所述方法对NBR密封圈的硬度、压缩永久变形率、拉伸强度、拉断伸长率等力学性能参数进行测试，并依据1.2.2节所述方法对样品进行FTIR与SEM测试。此外，依据1.3.2节所述方法进行气密性测试，取样测试直至其丧失密封功能为止。
采用上述气密性测试方法，对经热-机械应力-油多因素耦合老化不同时长的NBR密封圈进行了系统性评估。将装配有密封圈的密封罐完全浸没于水槽中，确保水面超过法兰密封界面，通入氮气加压并稳定于0.4 MPa。测试结果显示，在100℃、110℃和120℃三种老化温度下，NBR密封圈分别于第124天、85天和56天发生气密性失效，表现为法兰接触处持续出现气泡逸出，其中老化温度越高，其气密性失效试验中漏气处越多，且在更低气压下就直接发生气密性失效，如图5a～图5c所示。
图6展示了热-机械应力-油老化条件下密封圈发生气密性失效后的宏观形貌。可以看出，三种温度下气密性失效的NBR密封圈表面颜色均较深，这是因为老化绝缘油产生的极性老化产物逐步渗入和污染NBR密封圈表面。在NBR密封圈表面标记的漏气位置处，未见明显宏观裂纹或破损，但呈现明显形变，尤其是NBR密封圈的漏气位置出现较为严重的形变与厚度减薄，且老化温度越高，密封圈漏气点越多，形变越严重，与非泄漏区相比，厚度差为0.05～0.2 mm。此外，对比不同温度热-机械应力-油老化条件下NBR气密性失效后的宏观形貌，可以看出，高温下表面漏气点增多，气密性失效程度更严重。以上结果表明，在长期热、机械应力和油液等多因素耦合作用下，密封圈材料发生了蠕变及压缩永久变形，造成局部回弹能力丧失，证实了密封圈形变恢复性能的退化与其气密功能失效之间存在直接关联。
图5 热-机械应力-油老化条件下密封圈气密性失效结果
Fig.5 Results of airtightness failure of sealing rings under thermal-mechanical stress-oil aging conditions
图6 热-机械应力-油老化条件下密封圈气密性失效后的宏观形貌
Fig.6 Macroscopic morphology diagrams of sealing ring after airtightness failure under thermal-mechanical stress-oil aging conditions
2.2.1 丁腈橡胶不同老化时期力学性能变化规律
图7a为100～120℃的热-机械应力-油老化条件下NBR老化过程中的硬度变化规律。可以看出，NBR的硬度随老化时间呈现波动上升趋势，其中老化初期呈下降趋势，老化中后期又逐渐上升，这主要源于老化初期材料内部残余应力的释放以及部分弱交联键的初步断裂，导致密封圈硬度降低，而持续的高温作用激活了聚合物分子链的热运动，使NBR内分子间的交联反应增强，NBR的交联反应作用超过其压缩分子断裂作用，导致其硬度上升。同时，老化温度越高，NBR的硬度变化越快。图7b为110℃不同老化条件（热-空气、热-机械应力-空气、热-油、热-机械应力-油）下NBR老化过程中的硬度变化规律。可以看出，热-空气老化样品硬度最大，其次为热-机械应力-空气老化样品、热-机械应力-油老化样品，热-油老化样品硬度最低。分析其原因为NBR材料浸泡于油介质中时会吸入油分子，变压器油分子开始向NBR表层渗透，起到了瞬时增塑作用，扩大了分子链间的距离，使橡胶的体积胀大，进而减少了链间摩擦与弹性，从而表现为硬度降低。
图7 老化过程中NBR的硬度变化规律
Fig.7 Variation trend of the hardness of NBR during the aging process
图8a为100～120℃的热-机械应力-油老化条件下NBR老化过程中的压缩永久变形率变化规律。可以看出，随着老化时间的持续延长，三种温度下NBR的压缩永久变形率呈现上升趋势，且老化温度越高，NBR的变形率上升越快，表明老化温度会加剧密封圈形变程度。此外，三种温度下NBR的压缩永久变形率均达到65%左右时，出现气密性失效，且老化温度越高，NBR的变形率越快达到气密性失效的临界值。图8b为110℃不同老化条件下NBR老化过程中的压缩永久变形率变化规律。可以看出，随着老化时间的增加，四类密封圈样品的压缩永久变形率均呈现上升趋势，压缩样品（热-机械应力-油老化、热-机械应力-空气老化）整体大于未压缩样品（热-油老化、热-空气老化），而其中含油样品大于不含油样品。分析原因，持续作用的机械应力会加剧密封圈形变程度，而绝缘油的侵蚀作用会导致密封圈表面发生软化，促进绝缘油渗透进密封圈中，由于溶胀作用，橡胶的体积胀大，弹性减小，导致其形变恢复能力变差。
图8 老化过程中NBR的压缩永久变形率变化规律
Fig.8 Variation trend of the compression permanent distortion of NBR during the aging process
图9a为100～120℃的热-机械应力-油老化条件下NBR老化过程中的拉伸强度变化规律。可以看出，NBR的拉伸强度随老化时间呈现波动下降趋势，且高温将会加剧这种变化。分析原因，老化过程中NBR内部分子断链与交联反应持续进行，交联反应在老化初期占据主导，而随着老化程度加剧，分子断链反应占据主导，导致NBR的抗拉伸能力在老化过程中呈现波动性下降，而高温会加剧整个反应进程。图9b为110℃不同老化条件下NBR老化过程中的拉伸强度变化规律。可以看出，老化过程中四类密封圈样品的拉伸强度整体呈现下降的趋势，老化后期略有上升，其中未压缩密封圈样品整体大于压缩样品，而老化前期含油样品大于未含油样品，老化中后期未含油样品大于含油样品。分析原因，老化前期NBR内部分子断链反应占主导，而浸泡在变压器油里在一定程度上抑制了这种断链反应；老化后期NBR内部分子交联反应占主导，而随着交联密度的增加，分子链间相对滑移的难度也逐渐增加，提高了橡胶的抗拉伸能力，出现老化后期NBR的拉伸强度反而上升的现象。
图9 老化过程中NBR的拉伸强度变化规律
Fig.9 Variation trend of the tensile strength of NBR during the aging process
图10a为100～120℃的热-机械应力-油老化条件下NBR老化过程中的拉断伸长率变化规律。可以看出，NBR的拉断伸长率随老化时间呈现下降趋势，且高温将会加剧这种变化。此外，三种温度下NBR的拉断伸长率均达到40%左右时，出现气密性失效，且老化温度越高，NBR的拉断伸长率越快达到气密性失效的临界值。图10b为110℃不同老化条件下NBR老化过程中的拉断伸长率变化规律。可以看出，老化过程中四类样品的拉断伸长率均随老化时间呈下降趋势，压缩的密封圈样品由于硬度较低，橡胶韧性较未压缩的样品更高，因此在受到拉力时伸长量较大。
图10 老化过程中NBR的拉断伸长率变化规律
Fig.10 Variation trend of the elongation at break of NBR during the aging process
2.3.1 丁腈橡胶不同老化时期红外光谱分析
以110℃热-机械应力-油老化条件下的丁腈橡胶样品为例，对其不同老化时间样品进行红外光谱测试，110℃老化过程中NBR密封圈红外光谱数据如图11所示。随着老化时间的不断增加，光谱图中位于1 640 cm-1附近归属于丁二烯链段中C==C双键的特征吸收峰，以及位于970 cm-1和920 cm-1处的—CH==CH—（反式及顺式构型）吸收峰强度均呈现明显减弱趋势。该现象直接证实了在老化环境下，NBR分子主链及侧链中的不饱和键发生了显著的断链降解反应，导致双键数量减少，分子链完整性遭到破坏。与此同时，在1 710 cm-1附近出现了属于羰基（C==O）的微弱但持续增强的吸收峰，这表明聚合物发生了明显的氧化反应。氧原子攻击烷基链段，生成了酮、醛或羧酸等含氧官能团，是材料发生氧化老化的重要证据。由此可见，NBR的老化过程是一个多种化学反应并存竞争的复杂过程，主要包括分子链断裂、氧化生成含氧基团以及可能发生的交联结构化。值得注意的是，在老化中期（约40 d）与老化后期（约80 d）的光谱图中，各特征吸收峰的强度变化趋于平缓，表明在此期间化学反应速率有所减缓或达到某种动态平衡。
图11 110℃老化过程中NBR密封圈红外光谱数据
Fig.11 Infrared spectral data of NBR during the aging process at 110℃
2.3.2 丁腈橡胶不同老化时期断面微观形貌
对经110℃热-机械应力-油多因素老化后的NBR密封圈拉伸断口进行了SEM观察，其结果如图12所示。未老化样品断面可见均匀分布的μm级孔隙，属材料固有结构特征，整体形貌连续致密。随着老化时间延长，在高温、变压器油渗透及持续机械应力的耦合作用下，聚合物分子链发生断链与氧化交联，导致微观结构发生显著劣化。具体表现为断面孔洞数量增多、尺寸扩大，并出现局部剥落与粗糙化现象，显示出材料结构完整性逐步丧失。此外，NBR表面亦可见颗粒状析出物聚集及微裂纹萌生。以上微观形貌演变表明，NBR密封圈在热-机械应力-油老化过程中经历了从表及里的多尺度结构退化，最终导致其宏观密封性能失效。
图12 110℃热老化不同时期下NBR密封圈的拉伸断面微观形貌
Fig.12 Micro-morphology of the tensile fracture surface of NBR sealing rings under thermal aging at 110℃ for different periods
值得注意的是，以110℃热老化为例，NBR老化过程中的红外光谱特征、断面微观形貌与宏观力学性能测试结果呈现出有趣的关联性与滞后性。在老化第40～80 d这一阶段，NBR的硬度、拉伸强度、拉断伸长率等宏观力学参数未发生显著突变，表现相对稳定，而压缩永久变形率则呈现持续上升趋势。然而，分子层面的化学变化并未停止，断链与氧化反应仍在缓慢而持续地进行。这种微观结构的累积损伤最终会达到临界点，导致宏观性能急剧劣化，表现为密封圈弹性丧失、压缩永久变形增大，直至最终失去密封能力而发生气密性失效。因此，密封圈的红外光谱与微观形貌分析为预警密封材料在宏观性能发生明显退化之前的“潜伏性”提供了重要的理论依据和检测手段。
2.3.3 NBR密封圈多因素耦合老化机理分析
综合本研究实验结果，NBR密封圈在热-机械应力-油侵蚀多因素耦合作用下的老化是一个由微观分子网络结构演变主导宏观性能退化的复杂过程。其核心机理可归结为以下四点：
（1）NBR分子断链与交联竞争机制。NBR老化拉伸性能的波动性变化源于其内部断链与交联反应的竞争，该过程符合聚合物热氧老化动力学的基本规律。依据Tobolsky理论[25]，聚合物老化初期以交联为主，分子网络致密化。随着老化深入，断链反应逐渐主导，分子量下降，宏观表现为硬度与拉伸强度的阶段性起伏。高温将加速这一过程，但通常更促进断链，从而加剧性能衰减。
（2）油介质中增塑效应与溶胀作用。绝缘油引起的NBR软化与体积膨胀，本质是聚合物溶胀行为，可由Flory-Rehner理论解释[26]。油分子渗入聚合度分子交联网络后，因混合熵增加导致网络扩张，削弱链间作用，产生增塑效应，宏观表现为弹性模量降低、弹性减弱。该过程伴随扩散-溶胀的耦合作用，长期不可逆地损害聚合物的形变恢复能力。
（3）机械应力与油介质的协同老化。机械应力与油介质的协同效应可纳入环境应力开裂（Environmental Stress Cracking, ESC）理论[27]。持续应力会诱发微裂纹与分子链取向，而油介质通过溶胀与表面活化降低材料内聚能，促进应力裂纹的萌生与扩展。二者耦合形成“力学-化学”老化路径，显著加速形变恢复性能的退化。
（4）宏观性能劣化的“潜伏期”与微观损伤累积效应。NBR材料老化过程中存在显著的“潜伏期”，其特征为微观结构的持续损伤先于宏观力学性能的显著劣化发生，这种微观损伤的累积是预示密封件最终突发性失效的关键预警信号。
本文研究表明热-机械应力-油多因素耦合作用下NBR密封圈形变恢复性能退化与其气密功能失效之间存在强相关性。因此，将压缩永久变形率作为评价密封圈密封性能的关键指标，该参数能够有效反映材料的老化状态，为密封性能的评估提供可靠的量化依据。
首先，参考GB/T 20028—2005[21]，利用式（1）对热-机械应力-油三种老化温度下NBR密封圈压缩永久变形率随时间的变化规律进行回归分析，建立相应的性能退化模型，据此计算出各温度对应的老化速率常数K。其次，进一步借助表征温度与化学反应速率之间关系的Arrhenius 方程，如式（2）所示，通过最小二乘法确定老化速率常数K与温度T之间的定量关联。最后，在热-机械应力-油三种老化温度试验中，选取密封失效时压缩永久变形率的平均值，作为该类型密封圈的失效阈值，代入性能退化轨迹模型，进而实现对NBR密封圈在典型服役温度下使用寿命的合理预测。
（1）
（2）
式中，t为橡胶材料的老化时间；ε为经老化时间t后橡胶密封圈的压缩永久变形率；B为试验常数；K为老化速率常数；α为老化常数（0＜α＜1）；A为指前因子，是一个（与橡胶特性相关）的常数；E为活化能（J/mol）；R为摩尔气体常数；T为热力学温度（K）。
具体地，首先利用橡胶性能退化公式对各老化温度下的压缩永久变形率数据进行回归分析，得到100℃、110℃、120℃老化温度下NBR密封圈的性能退化轨迹模型如式（3）～式（5）所示，性能退化曲线如图13所示。可以看出，随着老化时间增加，压缩永久变形率ε逐渐上升的趋势，且温度越高，曲线下降速率越大，表明高温显著加速密封圈性能退化。得到的性能退化轨迹模型可以清晰地呈现密封圈在不同老化温度下的性能变化趋势，为后续探究温度与性能退化之间的定量关系奠定基础。
图13 NBR密封圈的性能退化曲线
Fig.13 Performance degradation curve of NBR seals
（3）
（4）
（5）
进一步地，利用Arrhenius方程建立温度与性能退化的关联，其核心在于揭示温度对反应速率常数的指数影响规律。通过最小二乘法求解活化能、指前因子等参数，得到式（6），该曲线如图14所示。可以看出，K值随温度升高呈指数增长，进一步验证了高温对密封圈老化的加速作用。
（6）
该曲线如图14所示。可以看出，K值随温度升高呈指数增长，进一步验证了高温对密封圈老化的加速作用。
图14 老化速率随温度的变化规律
Fig.14 Variation law of the aging rate with temperature
考虑到油浸式电力变压器在正常运行工况下的油温不超过80℃，因此变压器密封圈的实际工作温度通常处于30～80℃之间，根据式（6）外推计算出该类型密封圈在温度为30～80℃下的老化速率常数K，得到对应的NBR密封圈性能退化轨迹模型，NBR密封圈服役寿命预测模型及预测结果见表2。不同温度下NBR密封圈性能退化曲线如图15所示。
表2 NBR密封圈服役寿命预测模型及预测结果
Tab.2 NBR sealing ring service life prediction model and prediction results
温度/℃性能退化模型预测寿命/年 309.59 405.84 503.67 602.37 701.57 801.07
图15 不同温度下NBR密封圈性能退化曲线
Fig.15 Performance degradation curves of NBR seals at different storage temperatures
参考热-机械应力-油多因素耦合老化试验中NBR密封圈发生气密性失效时的压缩永久变形率数值，取平均值65.05%作为该类型密封圈的失效阈值，分别代入表2中的性能退化轨迹模型，求出在温度为30℃、40℃、50℃、60℃、70℃、80℃下的密封圈使用寿命，分别为9.59年、5.84年、3.67年、2.37年、1.57年、1.07年，见表2。
本文系统研究了丁腈橡胶密封圈在热-机械应力-油多因素耦合作用下的老化行为与气密性失效机制，建立了以气密性失效为终点的服役寿命预测模型。主要结论如下：
1）在100℃、110℃、120℃的热-机械应力-油加速老化条件下，丁腈橡胶密封圈分别于第124天、85天和56天发生气密性失效。其力学性能呈现显著退化趋势：硬度与拉伸强度随老化时间逐渐下降，压缩永久变形率与拉断伸长率则持续上升，且机械应力与油侵蚀的共同作用加剧了这一退化过程。
2）微观结构分析表明，丁腈橡胶在老化过程中发生分子链断裂、交联及氧化反应，造成微观损伤不断累积，表现为颗粒物聚集、孔洞和微裂纹的生成与扩展，这是其宏观力学性能退化与最终密封失效的根本原因。
3）以气密性失效作为寿命终点，结合压缩永久变形率等关键性能参数的退化规律，构建了基于Arrhenius方程的丁腈橡胶寿命预测模型。模型预测结果表明，在30℃、40℃、50℃、60℃、70℃和80℃典型工作温度下，丁腈橡胶密封圈的服役寿命分别为9.59年、5.84年、3.67年、2.37年、1.57年和1.07年，为变压器密封系统的状态评估与可靠性设计提供了理论依据。
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Abstract Nitrile butadiene rubber (NBR) is extensively employed for transformer sealing owing to its superior oil resistance and mechanical properties. However, the aging kinetics and the fundamental mechanism leading to air-tightness failure in NBR under the synergistic influence of thermal, mechanical stress, and oil immersion conditions remain inadequately understood. This knowledge gap significantly constrains the accuracy of sealing state assessment and the reliability of long-term service life predictions. Particularly in practical transformer operations, sealing rings are subjected to complex multi-stress coupling effects, yet current research predominantly focuses on single-factor aging, failing to adequately reflect actual service conditions.
Consequently, accelerated aging tests were performed under four distinct conditions: thermal-air, thermal-stress-air, thermal-oil, and thermal-stress-oil combination, at 100℃, 110℃, and 120℃. This experimental design enables the isolation and analysis of individual factor effects while capturing their synergistic interactions. The evolution of key mechanical properties, including hardness, tensile strength, elongation at break, and compression set, was monitored throughout the aging process. The measurement intervals were arranged to capture the complete degradation trajectory, with higher frequency sampling during initial rapid degradation phases. A nitrogen pressure-holding test was employed for samples undergoing thermal-stress-oil aging to determine the end-point of functional air-tightness failure. This functional failure criterion represents a more engineering-relevant assessment compared to conventional mechanical property thresholds. To elucidate the underlying physicochemical mechanisms, the aged sealing rings were subjected to Fourier transform infrared (FTIR) spectroscopy and cross-sectional scanning electron microscopy (SEM) analysis.
The results demonstrate that the mechanical properties of NBR undergo significant degradation over aging time. The combined application of mechanical stress and oil erosion exacerbates the deterioration, accelerating the decrease in hardness and tensile strength while increasing the compression set rate and elongation at break. The air-tightness functionality failed after 124, 85, and 56 days of continuous thermal-stress-oil aging at 100℃, 110℃, and 120℃, respectively. Air-tightness failure consistently occurred when compression set reached about 65%, establishing a critical threshold for functional failure. Microscopic analysis reveals that the breakage, cross-linking, and oxidation of molecular chains within the rubber matrix lead to severe microstructural damage, manifesting as microcracks, voids, and particle aggregation. This microstructural deterioration causes the collaborative degradation of macroscopic mechanical properties and the ultimate loss of sealing function. In general, NBR exhibited a milder aging reaction, a later appearance of the mechanical property inflection point, and superior overall air-tightness durability. Finally, using the air-tightness failure data as the functional end-point, a service life prediction model for NBR was established based on the Arrhenius equation. The model shows correlation with experimental data. The model forecasts a service life ranging from approximately 9.59 years at 30℃ to 1.07 years at 80℃ for typical transformer operating conditions. This study provides critical experimental data and theoretical support for the accurate assessment of the sealing state and the prediction of the remaining service life of NBR seals in power transformers, thereby contributing to enhanced operational reliability.
keywords：Nitrile butadiene rubber, transformer, thermal-mechanical stress-oil aging behavior, air-tightness failure, life prediction
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.251644
中图分类号：TM215
国家电网有限公司总部管理科技项目资助（5700-202455338A-2-1-ZX）。
收稿日期 2025-09-22
改稿日期 2025-10-09
林元棣 男，1990年生，博士，研究方向为电力变压器故障诊断E-mail：linyuandiinter@163.com
高思航 男，1990年生，副教授，硕士生导师，研究方向为电工装备智能感知与故障诊断。E-mail：gaosh@cqupt.edu.cn（通信作者）