絕緣護層對動車組電纜連接器雷電沖擊閃絡電壓的影響分析

馬建橋， 律方成， 谷山強， 汪佛池， 張相寧， 田銘興

(1． 蘭州交通大學 自動化與電氣工程學院， 甘肅 蘭州 730070； 2．華北電力大學 電力工程系， 河北 保定 071003；3． 國網電力科學研究院武漢南瑞有限責任公司 防雷輸電技術中心， 湖北 武漢 430074；4． 河北唐山軌道客車有限責任公司 技術研究中心，河北 唐山 063035； 5． 甘肅省軌道交通電氣自動化工程實驗室 技術中心， 甘肅 蘭州 730070)

自2008年8月1日京津城際高速鐵路開通以來，高速鐵路進入快速發展時代[1]。截至2017年年底，我國高鐵運營里程數已達2.5萬km。到2020年，我國高速鐵路營業里程數將達3萬km，鐵路復線率達到60%，電氣化率達到70%[2]。

動車組列車是高速鐵路的重要組成部分，動車組高壓供電系統是動車組列車的核心部件[3]。此高壓系統主要由受電弓、高壓隔離開關、T型電纜頭、電纜、高壓設備箱、牽引變壓器、變流器和牽引電機等器件組成。高壓設備箱上游為自車頂的高壓電纜，下端為牽引變壓器。高壓設備箱內的電氣設備主要由電纜連接器、真空斷路器VCB(Vacuum Circuit Breaker)和避雷器等組成，各部件之間由導桿連接。

國內高速鐵路供電電壓為27.5 kV，動車組運行過程中承受工作電壓及過電壓作用，過電壓數值最大可達工作電壓的4倍[4]。當作用在高壓電氣設備的過電壓幅值超過外絕緣設備閃絡耐受電壓值時，沿面閃絡或空氣間隙擊穿將影響動車組可靠運行[5-7]。目前京廣、京滬等高速鐵路運行的動車組高壓外絕緣設備入網考核的額定雷電沖擊閃絡電壓值為125 kV[8]。為保障動車組在西部等高海拔地區可靠運行，目前新設計動車組外絕緣設備的雷電沖擊閃絡電壓考核值為170 kV。

現有高壓設備箱的電場分布仿真計算結果表明，電纜連接器高壓金具端部附近空氣域電場強度高于其他區域。雷電沖擊閃絡電壓試驗結果表明，電纜連接器高壓端對箱體四壁間空氣間隙首先被擊穿，雷電沖擊閃絡電壓為155 kV，該值不能滿足標準動車組高壓設備雷電沖擊閃絡電壓值的入網考核要求。

空氣間隙擊穿的原因為強場電離的自由電子形成流注通道并貫穿。放電流注的形成需要滿足兩個條件，即電場強度數值達到流注起始場強和在電極附近存在有效的自由電子[9-11]。

空氣間隙的擊穿電壓隨海拔高度的增加而呈下降趨勢[12-13]。對在海拔高度1 000～4 000 m處使用的電氣設備，其外絕緣強度按照海拔每升高100 m，絕緣強度下降約1%進行修正[14]。當在海拔低于1 000 m 的地點試驗時，其試驗電壓應按標準規定的高海拔地區設備額定電壓耐受值乘以海拔高度修正系數。因此，對擬在高原地區運行的高壓設備，在平原地區試驗時的試驗電壓值需按海拔高度進行修正。

為提高高壓設備箱雷電沖擊電壓耐受值，可采用兩種解決途徑：一是擴大高低壓電極間空氣間隙距離，但擴大箱體尺寸將引起車體結構的變更，該方案實施所需的審批及掛網試運行周期長；二是在不改變現有高壓設備箱尺寸的前提下，實施局部絕緣結構優化。針對現有電氣設備實施局部優化設計并掛網運行，生產廠家及運營單位擁有一定的自主權。因此，考慮可靠性及投入運行時效性等綜合因素，設計及運營單位傾向于采用局部優化方法，即在不改變現有箱體基本結構的前提下優化設計絕緣結構，使其雷電沖擊閃絡電壓達到入網考核值。

在電場極不均勻的空氣間隙中，插入一定厚度的固體絕緣材料，在一定條件下可提高間隙擊穿電壓，改善效果同固體介質的插入位置及電壓類型有關[12,17]。目前國內針對絕緣護層結構及安裝方式對雷電沖擊閃絡電壓影響的相關研究較少。為此，本文提出在電纜連接器金具表面同箱體內壁之間插入一定厚度絕緣護層，基于介質串聯場強計算理論，仿真計算護層厚度、安裝位置對高壓電極同箱體內壁間空氣間隙電場強度分布的影響規律，為動車組高壓設備箱雷電沖擊閃絡電壓值提升方案選擇提供參考。

1 理論與仿真分析

動車組高壓設備箱結構，見圖1。

高壓設備箱電纜終端附近區域絕緣結構優化模型，見圖2。插入厚度為d2的絕緣介質時，原來純空氣間隙將變為空氣間隙d1、d3和絕緣介質d2相串聯(空氣-固體-空氣)的組合絕緣方式。圖2中，A為原點，d為高低壓電極之間的空氣間隙距離。d2為硅橡膠絕緣護層厚度，d2的取值為[2,6]。d1、d3分別為絕緣護層至電纜連接器高壓端和高壓箱箱壁之間的距離。d1的取值范圍為[0,290-d2],d3的取值范圍為[d1+d2,290]。間隙d1、d3中的介質為空氣。

1.1 理論分析

當將電纜連接起端部同箱體壁面視為平行平板電極結構時，高低壓之間電位差U可表示為

U=E1d1+E2d2+E3d3

(1)

式中：E1、E2、E3分別表示空氣間隙d1、介質層d2及空氣間隙d3的平均電場強度。

介質分界面處電位移矢量關系為[15-16]

ε1E1=ε2E2=ε1E3

(2)

式中：ε1、ε2分別表示空氣和硅橡膠絕緣層的相對介電常數。

聯合式(1)、式(2)可求得硅橡膠絕緣護層中的平均電場強度為

(3)

1.2 仿真分析

對1.2/50 10-6s的雷電沖擊電壓波，其波形為

u(t)=u0k(e-αt-e-βt)

(4)

式中：u0為雷電沖擊峰值電壓；α為波頭衰減系數，取值為0.0 147；β為波尾衰減系數，取值為2.08；k為修正系數，取值為1.043。

瞬態電場方程可表示為

▽[J(t)]=0

(5)

J(t)=γE(t)+jωεE(t)

(6)

E(t)=-▽[φ(t)]

(7)

式中：J為電流密度矢量；γ為電導率；E為電場強度矢量；ω為角頻率；ε為介電常數 ；φ為電位。

將式(5)、式(6)代入式(7)可得

(γ+jωε)▽2[φ(t)]=0

(8)

為假設空氣干燥，絕緣子表面處于潔凈干燥狀態，故γ?ωε，因此采用靜電場計算。

動車組額定運行電壓為工頻交流單相27.5 kV，故高壓側峰值電壓設定為38.89 kV，箱體壁面及人工空氣包邊界處置零電位，各材料的相對介電常數見表1。

表1 相對介電常數

絕緣護層安裝位置、護層厚度對空氣間隙電場強度分布的影響規律，見圖3、圖4。由圖3可知，在電纜連接器同高壓電極之間插入絕緣護層，在絕緣護層安裝處的電場強度存在明顯的“凹陷”區域。絕緣護層安裝位置距離高壓電極越近，“凹陷”幅度(深度)越大。由圖4可知，安裝位置在0 mm及145 mm處，絕緣護層越厚，“凹陷”區域寬度越大。

2 試驗結果

2.1 試驗方法

試驗接線原理，見圖5，沖擊電壓發生器共有三級，單級最大輸出電壓為150 kV，分壓器分壓比為2 000∶1，衰減器為10 dB，示波器型號為TDS2024，測量系統的輸出電壓波形和階躍時間響應滿足文獻[17]要求。試驗期間室內環境溫度為11 ℃～17 ℃，相對濕度(Relative Humidity，RH)的變化范圍為44%～53%，海拔高度為50 m。

本文仿真結果表明，加裝絕緣護層可改變電場分布，為現場實際應用提供依據，需通過試驗驗證絕緣護層的結構及包覆方式。根據電纜連接器高壓端結構，制作的絕緣護層見圖6。

2.2 試驗結果

針對加裝的兩種絕緣護層后的高壓設備箱開展雷電沖擊閃絡試驗，見圖7。加裝絕緣護層A、絕緣護層B后的空氣間隙擊穿電壓值約為168、200 kV，同未加護層時的閃絡電壓值155 kV相比，分別提高了8.38%、29.03%。

絕緣護層B提高雷電沖擊電壓耐受值的效果優于A，主要是由于兩種絕緣護層對電纜連接器高壓電極包覆的嚴密程度不同所致。加裝絕緣護層A時，電纜連接器高壓端的部分電極處于裸露狀態，雷電沖擊閃絡過程中流柱的形成更為容易。

由試驗結果可知，絕緣護層包覆高壓電極的密封性直接影響雷電沖擊閃絡電壓值，為此，采用熱縮套管將電纜連接器接線端進行包覆。電纜連接器端部加裝熱縮管及同絕緣護層A配合時的外觀示意見圖8，熱縮管厚度為2 mm。

護層A同熱縮管配合時，在兩者交界處用RTV涂料填充間隙，使該處裸露的金具盡可能被絕緣層包覆。金具端部加熱縮管同絕緣護層B配合安裝后的外觀結構同圖7(b)無明顯差異。連接器接線端端部僅加裝熱縮管后的雷電沖擊閃絡電壓值約為165 kV，比未加熱縮管及絕緣護套時提高了10 kV。熱縮管同絕緣護層A、絕緣護層B配合后的閃絡電壓值分別為203、202 kV。同僅加裝絕緣護層A相比(168 kV)，熱縮管同絕緣護層A配合后，閃絡的電壓值提高了35 kV。熱縮管同絕緣護層B配合后的閃絡電壓值僅提高了2 kV，這是由于護層B的結構所決定，無論加裝熱縮管與否，絕緣護層B均能有效包覆高壓電極金具。

熱縮管同絕緣護層A配合安裝后，空氣間隙的雷電沖擊閃絡電壓值得到明顯提升，分析圖1中電纜連接器高壓端部結構可發現，無論是絕緣護層A還是絕緣護層B，圖6的結構無法包覆圖2中的表面E，為此設計圖9(a)所示的絕緣墊層，并按照圖9(b)所示的方式用扎帶進行固定。

由于熱縮管同絕緣護層A配合時需要用RTV涂料填滿間隙，相比之下，絕緣護層B安裝更為方便，因此試驗分析圖9(b)絕緣層安裝方式同絕緣護層B配合方式下的雷電沖擊閃絡電壓變化情況。

試驗結果表明，在該絕緣加強措施下的雷電沖擊閃絡電壓值可達235 kV, 同155 kV相比，提高了80 kV。同不加裝絕緣墊層C時的閃絡電壓值(202 kV)相比，閃絡電壓值提高了33 kV。

2.3 結果分析

不同絕緣護層結構及安裝方式下的雷電沖擊閃絡試驗結果表明，采用熱縮管、絕緣墊層C及絕緣護套B按照圖9(b)、圖7(b)所示安裝次序時的雷電沖擊閃絡電壓值最高。制作絕緣護層厚度分別為2、3、4 mm的絕緣護層B，驗證閃絡試驗的累積效應。結果發現，雷電沖擊電壓閃絡值未出現明顯的下降前，不同厚度絕緣護層對應的雷電沖擊閃絡電壓值差值最大值小于3 kV。2 mm厚絕緣護層經約49次閃絡后閃絡電壓值出現明顯下降，由233 kV下降到193 kV。3、4 mm厚絕緣護層B分別經200、350次閃絡試驗后，閃絡電壓值均未出現明顯改變，這是由于：

絕緣護層的作用是提高電纜連接器端部同箱體壁面間的雷電沖擊電壓耐受性，在滿足絕緣性能的同時，優先采用制造簡單、方便安裝維護的結構，本文所設計護層不可能做到絕緣護套同高壓端金具緊密接觸。

在高壓金具表面加裝厚度為2 mm的絕緣護層，擊穿過程中空氣被電離后可造成局部溫度升高，多次放電的累積效應和局部熱效應將造成間隙閃絡電壓出現一定程度的下降。閃絡試驗次數達到87～94次后，雷電沖擊電壓耐受值下降到174 kV左右，仔細觀察發現在護套內表面存在明顯的針孔狀黑點。因此，為降低絕緣護層在多次雷電過電壓作用下發生擊穿的頻次，絕緣護層的厚度選擇應不小于4 mm。

依據文獻[16]，空氣間隙擊穿電壓隨海拔高度H的增加而降低，海拔高度修正系數K為

K=1/(1.1-H×10-4)

(9)

已知K，由式(9)可得處海拔高度H計算為

H=(1.1-1/K)×104

(10)

雷電沖擊閃絡電壓值235 kV，設備入網考核值為170 kV時，K值為1.38，依式(10)可求得H為3 765 m，即電纜連接器高壓端同箱體內壁間空氣間隙雷電沖擊電壓值為235 kV時，按海拔修正系數法，該值可滿足海拔高度為3 765 m處高壓設備的雷電沖擊閃絡電壓入網考核指標。

上述試驗結果表明，用絕緣層包覆高壓電極可提高雷電沖擊電壓耐受值，為此開展了用環氧樹脂板包覆低壓電極對雷電沖擊閃絡電壓影響規律試驗，箱體內壁加裝環氧樹脂板后的外觀見圖10，擊穿痕跡見圖11。

2 mm厚環氧樹脂板出現圖11(a)擊穿痕跡的閃絡試驗次數為38～43次，加裝絕緣護層B且箱體內壁加環氧樹脂板(3 mm)時的擊穿痕跡見圖11(b)，圖中數字代表的是擊穿點出現的位置，該擊穿痕跡隨機出現，本文所述的試驗中未發現明顯的規律性，該痕跡出現的試驗次數約為97～103次。不同絕緣加強措施下的雷電沖擊閃絡電壓值見表2。表2中Y表示采取該措施，U50%為50%閃絡電壓。

表2 不同優化措施下的U50%

由表2可知，僅加裝環氧板和絕緣護層B后雷電沖擊電壓耐受值可由155 kV提高為210 kV。當絕緣護層B僅包覆住電纜連接器端部金具且同時加裝圖9(a)所示絕緣墊層時，雷電沖擊電壓耐受值約為221 kV。增加護層B沿電纜連接器瓷柱體軸向方向長度，將其延伸到自高壓側算起的第一個瓷傘裙，并在傘裙處設計圖6的卡槽，此時的雷電沖擊閃絡電壓耐受值可達235 kV。

在電纜連接器端部同箱體內壁間空氣間隙中插入絕緣介質前后雷電沖擊電壓耐受值不同，主要原因是：放電過程中電子運動過程有差異。加裝護層前，電子自高壓側出發向箱體內壁推進，最終實現高低壓電極放電通道的貫通。加裝護層B后，由于護層對電子運動的阻擋，在護層未被擊穿前，放電通道的形成有兩種可能：一種是由于絕緣護層的插入，絕緣護層同箱體內壁之間的空氣被電離并貫穿高低壓電極。另一種是由于護套同高壓金具之間不可能無縫隙緊貼，高壓側金具同護層之間空氣間隙為高場強區，該空氣間隙被電離，由于護層的阻擋電子首先向箱體內壁反方向運動，越過護層邊界后開始向箱體內壁運動。將護層長度延伸到第一個傘裙并在傘裙邊緣做固定槽后，增加了電子的行程。同未延伸到第一個傘裙邊緣并作卡槽相比，閃絡電壓提高值約為14 kV。

3 結論

本文基于仿真計算和試驗相結合的方法，分析了絕緣護層結構及安裝方式對動車組電纜連接器高壓電極同箱體內壁間空氣間隙雷電沖擊閃絡電壓的影響研究，研究結論如下：

(1) 用絕緣護層包覆高壓電極金具可改變雷電沖擊閃絡電壓，改善效果取決于護層結構及其安裝方式。當采用熱縮管、絕緣墊層C及絕緣護層B相結合方式，雷電沖擊閃絡電壓由155 kV 提高到235 kV，提高了51.6%。硅橡膠護層為2 mm時，由于累積效應，經多試驗后出現空氣間隙的雷電沖擊閃絡電壓值出現明顯下降，因此本文建議硅橡膠護層厚度不小于4 mm。

(2) 高壓設備箱內壁加裝環氧樹脂板可提高雷電沖擊閃絡電壓值，環氧板厚度為2、3 mm時，多次閃絡試驗的累積效應可引發環氧板被擊穿，此時空氣間隙的雷電沖擊電壓值仍高于無環氧板時對應的閃絡電壓值。

(3) 綜合考慮理論分析、試驗結果和方便工程實際中的安裝維護操作，推薦采用熱縮管、絕緣墊層C、絕緣護層B相配合包覆高壓電極為主，箱體內壁加裝環氧樹脂板為輔助的絕緣加強措施。