绝缘护层对动车组电缆连接器雷电冲击闪络电压的影响分析

马建桥， 律方成， 谷山强， 汪佛池， 张相宁， 田铭兴

(1． 兰州交通大学 自动化与电气工程学院， 甘肃 兰州 730070； 2．华北电力大学 电力工程系， 河北 保定 071003；3． 国网电力科学研究院武汉南瑞有限责任公司 防雷输电技术中心， 湖北 武汉 430074；4． 河北唐山轨道客车有限责任公司 技术研究中心，河北 唐山 063035； 5． 甘肃省轨道交通电气自动化工程实验室 技术中心， 甘肃 兰州 730070)

自2008年8月1日京津城际高速铁路开通以来，高速铁路进入快速发展时代[1]。截至2017年年底，我国高铁运营里程数已达2.5万km。到2020年，我国高速铁路营业里程数将达3万km，铁路复线率达到60%，电气化率达到70%[2]。

动车组列车是高速铁路的重要组成部分，动车组高压供电系统是动车组列车的核心部件[3]。此高压系统主要由受电弓、高压隔离开关、T型电缆头、电缆、高压设备箱、牵引变压器、变流器和牵引电机等器件组成。高压设备箱上游为自车顶的高压电缆，下端为牵引变压器。高压设备箱内的电气设备主要由电缆连接器、真空断路器VCB(Vacuum Circuit Breaker)和避雷器等组成，各部件之间由导杆连接。

国内高速铁路供电电压为27.5 kV，动车组运行过程中承受工作电压及过电压作用，过电压数值最大可达工作电压的4倍[4]。当作用在高压电气设备的过电压幅值超过外绝缘设备闪络耐受电压值时，沿面闪络或空气间隙击穿将影响动车组可靠运行[5-7]。目前京广、京沪等高速铁路运行的动车组高压外绝缘设备入网考核的额定雷电冲击闪络电压值为125 kV[8]。为保障动车组在西部等高海拔地区可靠运行，目前新设计动车组外绝缘设备的雷电冲击闪络电压考核值为170 kV。

现有高压设备箱的电场分布仿真计算结果表明，电缆连接器高压金具端部附近空气域电场强度高于其他区域。雷电冲击闪络电压试验结果表明，电缆连接器高压端对箱体四壁间空气间隙首先被击穿，雷电冲击闪络电压为155 kV，该值不能满足标准动车组高压设备雷电冲击闪络电压值的入网考核要求。

空气间隙击穿的原因为强场电离的自由电子形成流注通道并贯穿。放电流注的形成需要满足两个条件，即电场强度数值达到流注起始场强和在电极附近存在有效的自由电子[9-11]。

空气间隙的击穿电压随海拔高度的增加而呈下降趋势[12-13]。对在海拔高度1 000～4 000 m处使用的电气设备，其外绝缘强度按照海拔每升高100 m，绝缘强度下降约1%进行修正[14]。当在海拔低于1 000 m 的地点试验时，其试验电压应按标准规定的高海拔地区设备额定电压耐受值乘以海拔高度修正系数。因此，对拟在高原地区运行的高压设备，在平原地区试验时的试验电压值需按海拔高度进行修正。

为提高高压设备箱雷电冲击电压耐受值，可采用两种解决途径：一是扩大高低压电极间空气间隙距离，但扩大箱体尺寸将引起车体结构的变更，该方案实施所需的审批及挂网试运行周期长；二是在不改变现有高压设备箱尺寸的前提下，实施局部绝缘结构优化。针对现有电气设备实施局部优化设计并挂网运行，生产厂家及运营单位拥有一定的自主权。因此，考虑可靠性及投入运行时效性等综合因素，设计及运营单位倾向于采用局部优化方法，即在不改变现有箱体基本结构的前提下优化设计绝缘结构，使其雷电冲击闪络电压达到入网考核值。

在电场极不均匀的空气间隙中，插入一定厚度的固体绝缘材料，在一定条件下可提高间隙击穿电压，改善效果同固体介质的插入位置及电压类型有关[12,17]。目前国内针对绝缘护层结构及安装方式对雷电冲击闪络电压影响的相关研究较少。为此，本文提出在电缆连接器金具表面同箱体内壁之间插入一定厚度绝缘护层，基于介质串联场强计算理论，仿真计算护层厚度、安装位置对高压电极同箱体内壁间空气间隙电场强度分布的影响规律，为动车组高压设备箱雷电冲击闪络电压值提升方案选择提供参考。

1 理论与仿真分析

动车组高压设备箱结构，见图1。

高压设备箱电缆终端附近区域绝缘结构优化模型，见图2。插入厚度为d2的绝缘介质时，原来纯空气间隙将变为空气间隙d1、d3和绝缘介质d2相串联(空气-固体-空气)的组合绝缘方式。图2中，A为原点，d为高低压电极之间的空气间隙距离。d2为硅橡胶绝缘护层厚度，d2的取值为[2,6]。d1、d3分别为绝缘护层至电缆连接器高压端和高压箱箱壁之间的距离。d1的取值范围为[0,290-d2],d3的取值范围为[d1+d2,290]。间隙d1、d3中的介质为空气。

1.1 理论分析

当将电缆连接起端部同箱体壁面视为平行平板电极结构时，高低压之间电位差U可表示为

U=E1d1+E2d2+E3d3

(1)

式中：E1、E2、E3分别表示空气间隙d1、介质层d2及空气间隙d3的平均电场强度。

介质分界面处电位移矢量关系为[15-16]

ε1E1=ε2E2=ε1E3

(2)

式中：ε1、ε2分别表示空气和硅橡胶绝缘层的相对介电常数。

联合式(1)、式(2)可求得硅橡胶绝缘护层中的平均电场强度为

(3)

1.2 仿真分析

对1.2/50 10-6s的雷电冲击电压波，其波形为

u(t)=u0k(e-αt-e-βt)

(4)

式中：u0为雷电冲击峰值电压；α为波头衰减系数，取值为0.0 147；β为波尾衰减系数，取值为2.08；k为修正系数，取值为1.043。

瞬态电场方程可表示为

▽[J(t)]=0

(5)

J(t)=γE(t)+jωεE(t)

(6)

E(t)=-▽[φ(t)]

(7)

式中：J为电流密度矢量；γ为电导率；E为电场强度矢量；ω为角频率；ε为介电常数 ；φ为电位。

将式(5)、式(6)代入式(7)可得

(γ+jωε)▽2[φ(t)]=0

(8)

为假设空气干燥，绝缘子表面处于洁净干燥状态，故γ≪ωε，因此采用静电场计算。

动车组额定运行电压为工频交流单相27.5 kV，故高压侧峰值电压设定为38.89 kV，箱体壁面及人工空气包边界处置零电位，各材料的相对介电常数见表1。

表1 相对介电常数

绝缘护层安装位置、护层厚度对空气间隙电场强度分布的影响规律，见图3、图4。由图3可知，在电缆连接器同高压电极之间插入绝缘护层，在绝缘护层安装处的电场强度存在明显的“凹陷”区域。绝缘护层安装位置距离高压电极越近，“凹陷”幅度(深度)越大。由图4可知，安装位置在0 mm及145 mm处，绝缘护层越厚，“凹陷”区域宽度越大。

2 试验结果

2.1 试验方法

试验接线原理，见图5，冲击电压发生器共有三级，单级最大输出电压为150 kV，分压器分压比为2 000∶1，衰减器为10 dB，示波器型号为TDS2024，测量系统的输出电压波形和阶跃时间响应满足文献[17]要求。试验期间室内环境温度为11 ℃～17 ℃，相对湿度(Relative Humidity，RH)的变化范围为44%～53%，海拔高度为50 m。

本文仿真结果表明，加装绝缘护层可改变电场分布，为现场实际应用提供依据，需通过试验验证绝缘护层的结构及包覆方式。根据电缆连接器高压端结构，制作的绝缘护层见图6。

2.2 试验结果

针对加装的两种绝缘护层后的高压设备箱开展雷电冲击闪络试验，见图7。加装绝缘护层A、绝缘护层B后的空气间隙击穿电压值约为168、200 kV，同未加护层时的闪络电压值155 kV相比，分别提高了8.38%、29.03%。

绝缘护层B提高雷电冲击电压耐受值的效果优于A，主要是由于两种绝缘护层对电缆连接器高压电极包覆的严密程度不同所致。加装绝缘护层A时，电缆连接器高压端的部分电极处于裸露状态，雷电冲击闪络过程中流柱的形成更为容易。

由试验结果可知，绝缘护层包覆高压电极的密封性直接影响雷电冲击闪络电压值，为此，采用热缩套管将电缆连接器接线端进行包覆。电缆连接器端部加装热缩管及同绝缘护层A配合时的外观示意见图8，热缩管厚度为2 mm。

护层A同热缩管配合时，在两者交界处用RTV涂料填充间隙，使该处裸露的金具尽可能被绝缘层包覆。金具端部加热缩管同绝缘护层B配合安装后的外观结构同图7(b)无明显差异。连接器接线端端部仅加装热缩管后的雷电冲击闪络电压值约为165 kV，比未加热缩管及绝缘护套时提高了10 kV。热缩管同绝缘护层A、绝缘护层B配合后的闪络电压值分别为203、202 kV。同仅加装绝缘护层A相比(168 kV)，热缩管同绝缘护层A配合后，闪络的电压值提高了35 kV。热缩管同绝缘护层B配合后的闪络电压值仅提高了2 kV，这是由于护层B的结构所决定，无论加装热缩管与否，绝缘护层B均能有效包覆高压电极金具。

热缩管同绝缘护层A配合安装后，空气间隙的雷电冲击闪络电压值得到明显提升，分析图1中电缆连接器高压端部结构可发现，无论是绝缘护层A还是绝缘护层B，图6的结构无法包覆图2中的表面E，为此设计图9(a)所示的绝缘垫层，并按照图9(b)所示的方式用扎带进行固定。

由于热缩管同绝缘护层A配合时需要用RTV涂料填满间隙，相比之下，绝缘护层B安装更为方便，因此试验分析图9(b)绝缘层安装方式同绝缘护层B配合方式下的雷电冲击闪络电压变化情况。

试验结果表明，在该绝缘加强措施下的雷电冲击闪络电压值可达235 kV, 同155 kV相比，提高了80 kV。同不加装绝缘垫层C时的闪络电压值(202 kV)相比，闪络电压值提高了33 kV。

2.3 结果分析

不同绝缘护层结构及安装方式下的雷电冲击闪络试验结果表明，采用热缩管、绝缘垫层C及绝缘护套B按照图9(b)、图7(b)所示安装次序时的雷电冲击闪络电压值最高。制作绝缘护层厚度分别为2、3、4 mm的绝缘护层B，验证闪络试验的累积效应。结果发现，雷电冲击电压闪络值未出现明显的下降前，不同厚度绝缘护层对应的雷电冲击闪络电压值差值最大值小于3 kV。2 mm厚绝缘护层经约49次闪络后闪络电压值出现明显下降，由233 kV下降到193 kV。3、4 mm厚绝缘护层B分别经200、350次闪络试验后，闪络电压值均未出现明显改变，这是由于：

绝缘护层的作用是提高电缆连接器端部同箱体壁面间的雷电冲击电压耐受性，在满足绝缘性能的同时，优先采用制造简单、方便安装维护的结构，本文所设计护层不可能做到绝缘护套同高压端金具紧密接触。

在高压金具表面加装厚度为2 mm的绝缘护层，击穿过程中空气被电离后可造成局部温度升高，多次放电的累积效应和局部热效应将造成间隙闪络电压出现一定程度的下降。闪络试验次数达到87～94次后，雷电冲击电压耐受值下降到174 kV左右，仔细观察发现在护套内表面存在明显的针孔状黑点。因此，为降低绝缘护层在多次雷电过电压作用下发生击穿的频次，绝缘护层的厚度选择应不小于4 mm。

依据文献[16]，空气间隙击穿电压随海拔高度H的增加而降低，海拔高度修正系数K为

K=1/(1.1-H×10-4)

(9)

已知K，由式(9)可得处海拔高度H计算为

H=(1.1-1/K)×104

(10)

雷电冲击闪络电压值235 kV，设备入网考核值为170 kV时，K值为1.38，依式(10)可求得H为3 765 m，即电缆连接器高压端同箱体内壁间空气间隙雷电冲击电压值为235 kV时，按海拔修正系数法，该值可满足海拔高度为3 765 m处高压设备的雷电冲击闪络电压入网考核指标。

上述试验结果表明，用绝缘层包覆高压电极可提高雷电冲击电压耐受值，为此开展了用环氧树脂板包覆低压电极对雷电冲击闪络电压影响规律试验，箱体内壁加装环氧树脂板后的外观见图10，击穿痕迹见图11。

2 mm厚环氧树脂板出现图11(a)击穿痕迹的闪络试验次数为38～43次，加装绝缘护层B且箱体内壁加环氧树脂板(3 mm)时的击穿痕迹见图11(b)，图中数字代表的是击穿点出现的位置，该击穿痕迹随机出现，本文所述的试验中未发现明显的规律性，该痕迹出现的试验次数约为97～103次。不同绝缘加强措施下的雷电冲击闪络电压值见表2。表2中Y表示采取该措施，U50%为50%闪络电压。

表2 不同优化措施下的U50%

由表2可知，仅加装环氧板和绝缘护层B后雷电冲击电压耐受值可由155 kV提高为210 kV。当绝缘护层B仅包覆住电缆连接器端部金具且同时加装图9(a)所示绝缘垫层时，雷电冲击电压耐受值约为221 kV。增加护层B沿电缆连接器瓷柱体轴向方向长度，将其延伸到自高压侧算起的第一个瓷伞裙，并在伞裙处设计图6的卡槽，此时的雷电冲击闪络电压耐受值可达235 kV。

在电缆连接器端部同箱体内壁间空气间隙中插入绝缘介质前后雷电冲击电压耐受值不同，主要原因是：放电过程中电子运动过程有差异。加装护层前，电子自高压侧出发向箱体内壁推进，最终实现高低压电极放电通道的贯通。加装护层B后，由于护层对电子运动的阻挡，在护层未被击穿前，放电通道的形成有两种可能：一种是由于绝缘护层的插入，绝缘护层同箱体内壁之间的空气被电离并贯穿高低压电极。另一种是由于护套同高压金具之间不可能无缝隙紧贴，高压侧金具同护层之间空气间隙为高场强区，该空气间隙被电离，由于护层的阻挡电子首先向箱体内壁反方向运动，越过护层边界后开始向箱体内壁运动。将护层长度延伸到第一个伞裙并在伞裙边缘做固定槽后，增加了电子的行程。同未延伸到第一个伞裙边缘并作卡槽相比，闪络电压提高值约为14 kV。

3 结论

本文基于仿真计算和试验相结合的方法，分析了绝缘护层结构及安装方式对动车组电缆连接器高压电极同箱体内壁间空气间隙雷电冲击闪络电压的影响研究，研究结论如下：

(1) 用绝缘护层包覆高压电极金具可改变雷电冲击闪络电压，改善效果取决于护层结构及其安装方式。当采用热缩管、绝缘垫层C及绝缘护层B相结合方式，雷电冲击闪络电压由155 kV 提高到235 kV，提高了51.6%。硅橡胶护层为2 mm时，由于累积效应，经多试验后出现空气间隙的雷电冲击闪络电压值出现明显下降，因此本文建议硅橡胶护层厚度不小于4 mm。

(2) 高压设备箱内壁加装环氧树脂板可提高雷电冲击闪络电压值，环氧板厚度为2、3 mm时，多次闪络试验的累积效应可引发环氧板被击穿，此时空气间隙的雷电冲击电压值仍高于无环氧板时对应的闪络电压值。

(3) 综合考虑理论分析、试验结果和方便工程实际中的安装维护操作，推荐采用热缩管、绝缘垫层C、绝缘护层B相配合包覆高压电极为主，箱体内壁加装环氧树脂板为辅助的绝缘加强措施。