高壓電纜瓷套式終端故障導致瓷套管爆裂機理分析

李紹斌， 彭勇， 唐文博， 楊政， 范芳坤

(長纜電工科技股份有限公司， 湖南 長沙410205)

0 引言

目前高壓電纜含絕緣填充劑的套管終端外絕緣主要有瓷套管絕緣和復合套管絕緣兩種類型。 其中， 瓷套式電纜終端外絕緣為陶瓷材料制造， 陶瓷材料作為最為傳統的無機絕緣材料， 相對于有機絕緣材料， 穩定性好， 且其擁有出色的絕緣性、 耐侯性和高抗壓性等優勢， 在電力系統中得到廣泛運用[1]。 但由于電力電纜及附件采用封閉式緊湊型結構[2]， 高壓瓷套式終端發生內絕緣擊穿故障時，套管內部壓力劇增[3]， 可能導致瓷套爆裂。 在故障應力的作用下， 釉面瓷片和其他碎片飛散到周圍區域， 對相鄰設備造成傷害[4]。

此前， 有學者專門針對高壓瓷套式終端站的防爆措施開展了研究工作， 指出瓷套終端防爆的必要性， 并提出了相應的措施， 但并未對瓷套終端故障導致瓷套爆裂的機理進行分析。 高壓電纜終端套管爆裂是一系列復雜物理化學綜合作用的結果。 放電電弧釋放的巨大能量， 導致固體材料斷裂， 以及密封空間內氣體迅速膨脹[3]。 瓷套管爆裂與高溫和高壓力兩個因素相關。

本文主要以目前市場上廣泛運用的日式結構的高壓電纜瓷套故障中產生的溫度和壓力對瓷套管爆裂的影響進行分析， 探究瓷套爆裂的機理， 為產品設計及運行維護提供依據。

1 套管爆裂影響因素分析

高壓瓷套管終端內部電纜發生擊穿故障后會對終端產生不同結果的影響， 輕則造成終端密封失效， 導致填充劑泄漏， 重則造成瓷套管爆裂， 下面詳細分析造成套管爆裂的原因。

1.1 日式套管終端結構及故障類型

高壓電纜日式套管終端的結構特點是在應力控制單元上增加一套機械的彈簧裝置以保證應力控制單元與電纜之間截面上的壓力恒定， 如圖1 所示，并且在應力控制單元外面多了一個應力錐罩， 將應力錐與絕緣劑隔離[5]， 此類終端在我國有大量的實際運用。

圖1 日式套管終端結構及常見擊穿點

日式套管終端內電纜絕緣被擊穿后對大地放電有兩大類途徑。

故障類型1: 第一種途徑是擊穿部位位于應力錐下方， 電流沿著半導電屏蔽端口和銅網再經過尾管接地對地放電， 電流路徑如圖2 所示。

圖2 故障類型1 電流路徑

故障類型2: 另一種途徑為擊穿點位于應力錐上部， 電纜絕緣以及應力錐罩甚至應力錐絕緣同時被擊穿， 電流沿著應力錐罩內嵌件對地放電， 如圖3 所示。

圖3 故障類型2 電流路徑

1.2 電弧能量的計算

當電纜絕緣擊穿并對地短路放電時， 其集中參數等效電路簡化模型如圖4 所示。

圖4 終端為單相故障， U0為電路相電壓64 kV，Z0為高架線路及電纜電抗， R 為終端擊穿點到地的等效電阻。 于是單相對地短路時電流Isc為:

式中， Z0為零序電抗， 查閱相關資料后確定高架線零序電抗為2.2 Ω/km[6]； R 為電流可能經過路徑的電阻， 包括擊穿電弧電阻、 接地電阻、 銅網、編織帶等電阻。 擊穿電弧這一部分的電阻可以使用Cassie 模型[7]進行計算:

式中， u、 i 分別為瞬時電弧電壓與瞬時電弧電流；E0為電弧暫態穩定電壓； τ 為時間常數， 在電流大于1 000 A 的條件下， 取為0.000 1 s[7]。 經過計算，求得gc=2.4 Ω， 接地電阻一般為10 Ω 以內[8]， 其他銅網、 銅編織帶、 鋁護套以及錐罩內嵌件等， 電阻值相對于線路電抗都較小， 因此忽略不計。

假設架空線的距離為1 km， 斷路器的反應時間為0.1 s， 則擊穿電弧固化的能量按下式估算:

式中， E 為電弧固化的能量， t0為短路持續時間，計算可得電弧能量約為9.4×103kj， 按1 g TNT 爆炸釋放能量4 184 J 計算[9]， 電弧總能量約為2 kg TNT 爆炸釋放的能量。

從以上計算可以看出， 故障時產生的電弧擁有巨大的能量， 對電弧周圍的絕緣物質甚至是金屬造成破壞。 在密閉空間內， 超高的溫度造成絕緣物質氣化裂解會產生較高的壓力， 對終端的結構造成破壞。

1.3 電弧等離子體壓強計算

在電纜絕緣被擊穿之后， 介質失去絕緣性能，形成導電擊穿通道， 如圖5 所示。 因此， 此時通道中的初始壓力即為內部等離子體的壓力， 要計算其壓力需了解等離子體的狀態類型。

圖5 擊穿點示意圖

等離子體一共有四類存在狀態， 分別為完全電離等離子體Ⅰ， 部分電離弱耦合等離子體Ⅱ， 強簡并等離子體Ⅲ， 強耦合等離子體Ⅳ[11]， 如圖6 所示。 不同狀態的等離子體性質差別很大， 為了得到等離子的詳細的數據， 將對等離子體的簡并態首先進行分析， 粒子簡并度參數可用α 表示如下:

式中， n 為粒子數密度； h 為普朗克常數； m 為粒子質量； k 為玻爾茲曼常數； 可以求出， α ＜＜1，模型接近于高溫稀薄等離子體的模型。

圖6 四種不同類型的等離子體狀態

因此等離子體的壓力可以按照以下方程來計算:

式中， P 為壓強； ε 為比內能； n 為粒子數密度； γ為氣體比熱比， 與氣體的內部自由度相關， 如果氣體有q 個自由度， 則γ = 1 + 2/q； 對于單原子分子， q = 3， γ = 5/3； 對 于 雙 原 子 分 子， q = 5，γ=7/5； T 為瞬態溫度， 可以利用等離子體比熱容估算， 于是溫度T 為:

式中， W 為總能量； C 為等離子體的比熱容， 范圍為5 000～25 000 J/ (kg·℃)[12]； m 為擊穿通道的質量。 根據事故后的現象分析， 電纜絕緣的擊穿孔徑為30 mm[13]， 根據擊穿XLPE 的體積密度可以估算出等離子體的溫度T 的范圍為3 × 104～1.5×105℃， 因此等離子體產生的壓力范圍約為4.8×104～2.4×105MPa。 等離子體會沖出擊穿通道并會繼續裂解周圍的絕緣物質， 造成應力錐撕裂和燒蝕產生混合氣體。

1.4 瓷套受內壓強度校核

從計算可以看到， 等離子體的初始壓力非常之高， 會對終端的結構造成巨大的影響， 因此， 有必要校核高壓瓷套式終端的結構強度， 了解瓷套終端的薄弱點。

如圖7 所示， 絕緣體擊穿產生氣體造成瓷套內部壓力增大時， 頂部法蘭的強度較高， 因此只計算比較頂蓋與瓷套壁面失效的內部壓力。

圖7 頂蓋環形受力面

1) 對于頂蓋破壞受力計算， 將瓷套終端的頂部簡化為由平面環形端蓋與若干顆不銹鋼螺栓壓緊密封， 螺栓有效面積Ae:

式中， de為螺栓的有效直徑， mm。

于是螺栓總的抗拉力F 為:

式中， σb為螺栓的屈服強度， nL為螺栓數量， 因此破壞端蓋的壓強約為:

式中， S端為環形端蓋受壓的面積。

如圖7 對于市場主流運用的110 kV 日式套管終端， 頂蓋的破壞壓強約為50 MPa。

2) 對于瓷套破壞受力計算， 將瓷套簡化為無傘裙的厚壁壓力容器進行計算。 在厚壁圓筒中， 筒體處于三向應力狀態， 分別為環向應力σθ為拉應力， 徑向應力σr為壓應力， 沿壁厚非均勻分布以及σz軸向應力， 其大小介于環向應力與徑向應力之間， 為沿壁厚均勻分布[14]。 由于陶瓷為脆性材料， 考慮用第一強度理論校核， 故校核其環向應力σθ。

為了簡化計算， 忽略套管的傘裙結構， 根據拉美公式， 瓷套厚壁圓筒僅內壓作用時內壁的環向應力為:

式中， pi為瓷套內壓， K 為瓷套去除裙邊的外徑與內徑之比， 由于瓷套不是規則圓筒， 而故障經常發生在應力錐部位， 故以應力錐處作為計算截面取K=1.32， 而陶瓷的抗拉強度約為160 MPa， 而瓷套的許用應力[σt] 一般取拉伸強度的0.33 倍，因此當σθ≥[σt] 認為瓷套受到破壞。 將以上數據代入式(10) 得到pi約為13.1 MPa。 由此可見高壓瓷套管終端的薄弱位置在于瓷套體本身。

1.5 等離子體壓力對不同擊穿模型的影響

當擊穿點位于半導電口附近或者以下時， 擊穿通道與錐托空間與尾管空間相連通， 因此當此處發生擊穿時， 通道的等離子體壓力能夠得以迅速釋放， 會很大程度減小對尾管和瓷套的沖擊。 錐托和腔體的空間體積為擊穿通道空間的數百倍， 溫度會下降到1 000℃以內， 由于P∝T/V， 因此尾管比較難發生破壞。 尾管還會流經大電流和受電弧影響，因此受到溫度影響尾管的強度會減弱， 不能抵擋住混合氣體的沖擊， 或者直接被電弧融化。

在故障類型2 中， 擊穿點在應力錐或以上部位， 當擊穿點位于應力錐絕緣時， 電場會將應力錐罩同時擊穿， 電流通過擊穿通道和應力錐罩內嵌件對地短路放電， 同時在擊穿通道產生極高的溫度和巨大的壓力， 而此處不與應力錐托所在的空間連通， 因此壓力無處釋放， 只能通過沖擊對周圍的部件而進行釋放， 而硅油作為不可壓縮液體， 不能起到緩沖作用， 因此瓷套很可能在這種沖擊下發生破壞。

當擊穿點位于應力錐上部電纜絕緣與硅油接觸處時， 其情況更惡劣， 由于一般情況下瓷套內徑與高度成反比， 因此擊穿點越高沖擊波就越容易作用于瓷套。 因此當擊穿點位于硅油界面時， 瓷套更容易發生爆裂。

1.6 溫度對高壓瓷套終端的影響

電介質被擊穿會伴隨著高溫使擊穿通道中的介質擊穿電離， 而通道邊緣會產生碳化現象， 因此，在擊穿通道的邊緣， 絕緣物質的溫度必然為其碳化溫度， 于是可以把橡膠的碳化溫度作為邊界條件，利用Simulation 有限元分析軟件[15-16]對擊穿過程進行熱分析。

在故障類型2 中擊穿位置離瓷套壁更近。 電流沿著應力錐嵌件對地放電， 電流流過應力錐嵌件會產生大量熱量， 通過傳導傳遞到四周， 但無論中心溫度如何， 絕緣物質的邊緣溫度必定為其碳化的臨界溫度， 因此以擊穿邊緣溫度為碳化溫度(500℃)，其他部位初始溫度為20 ℃為邊界條件做仿真分析，具體仿真參數見表1。

表1 仿真參數

模擬擊穿后穩定10 s 擊穿通道周圍溫度分布情況， 其結果如圖8 所示。

圖8 模擬擊穿仿真結果

根據圖8 顯示， 當應力錐罩擊穿時， 10 s 后通過錐罩和硅油傳遞到瓷套的溫度僅為20 ℃， 幾乎沒有升溫。 由此可見擊穿短時間內熱量在終端內部的瞬時傳導情況很差。 應力錐罩的材料為環氧樹脂， 其拉伸強度約為80 MPa， 在此壓力下應力錐罩已經分解破壞， 高溫高壓等離子體會直接沖擊瓷套， 對瓷套產生不利影響。

由于高壓電纜擊穿后持續發熱， 瓷套厚壁圓筒還會受到熱應力作用， 其內表面環向的熱應力表達式為:

下面分析當高壓氣體沖擊瓷套壁時， 瓷套壁僅在溫度的作用下受力情況。 仿真條件為1 000 ℃的氣體作用在瓷套內壁上1 s 之后， 忽略沖擊壓力影響， 瓷套壁的受力情況， 結果如圖9 所示。 從結果可以看出瓷套壁最大應力超過了900 MPa， 超過了瓷套材料的拉伸強度， 因此瓷套在熱沖擊壓力的作用下會發生爆裂。

圖9 溫度沖擊仿真效果

2 結果分析

1) 終端絕緣物質被擊穿后電離的等離子體壓力非常大， 將應力錐撕裂開， 再通過錐罩和絕緣劑對瓷套產生沖擊或者在絕緣劑內直接產生沖擊波破壞瓷套。

2) 根據瞬態傳熱仿真分析， 不考慮壓力沖擊， 由于終端內部物質大多傳熱性能差， 單純溫度傳遞速度較慢， 擊穿部位的溫度難以影響到瓷套壁。

3) 高壓套管式終端的結構薄弱點在瓷套管，當瓷套內外溫差達到一定程度時， 瓷套會在熱應力的作用下產生破壞， 因此瓷套管的高低溫循環性能是其重要的指標之一。 如果擊穿時高溫等離子體沖擊到瓷套內壁， 則瓷套在溫度和壓力的作用下會發生破壞爆裂。

4) 終端內電纜不同位置擊穿導致不同結果，在應力錐以上的部位擊穿易導致爆裂現象， 而應力錐半導電以下部位擊穿則不易導致套管爆裂。

3 結語

本文根據以往的瓷套終端爆裂事故， 通過計算分析擊穿電弧帶來的一系列影響， 得出了高壓電纜日式終端爆裂的原因: 電纜終端應力錐絕緣上部擊穿時絕緣物質電離會產生高溫高壓等離子體， 進而會氣化裂解周圍材料產生高溫高壓的混合氣體， 高溫高壓氣體的壓力會通過絕緣油傳遞到瓷套壁上，使瓷套壁發生爆裂破壞。

高壓瓷套式有著優良的耐候性、 絕緣性和力學性能， 但由于發生故障時可能會導致瓷套管爆裂，威脅到人員財產安全而限制了其應用場景。 通過對瓷套管爆裂的機理分析， 為將來的電力建設中應用高壓瓷套管終端采取一定的防爆措施提供參考作用， 減少故障帶來的次生損失， 提升高壓瓷套管終端的應用場景。