750,kV,变压器套管应变导致内部电场畸变分析

郑义已，赵洪峰

（新疆大学 电气工程学院，新疆 乌鲁木齐 830017）

随着经济迅速发展，用电量急剧增大，我国的特高压变电站建设迅速，大量750 kV 油纸电容式套管投入应用，因此需要对750 kV 油纸电容式套管出现的问题展开研究[1]。油纸电容式套管绝缘结构复杂，分为内绝缘和外绝缘，内部通有中心载流导杆，而后经过卷制、浇注和固化等工艺环节成型为电容芯子结构，外部为绝缘瓷套，以保护内部绝缘芯子[2-4]。750 kV 输变电工程要求套管的额定弯曲负荷为5 kN，总长度为12～13 m，750 kV 油纸电容式套管安装时斜插在变压器箱体上并与垂直线夹角小于30°，长期在静接触应力条件下发生弯曲应变，内部绝缘结构及中心载流导杆出现弯曲变形，导致套管内局部放电、局部过热和绝缘芯子加速老化等绝缘问题[4-7]。鉴于此，本文对750 kV 油纸电容式套管进行理论和仿真分析。

变压器套管结构复杂且套管的电场分布受很多因素的影响，很多学者对套管电场分布进行了一定的研究。文献[8]指出因强垂直电场分量作用产生滑闪的结构，空气间隙击穿的迎面流注-先导过程会被滑闪放电取代。文献[9-10]通过建立三种不同结构的有限元电热耦合模型，并在非线性条件下进行推广，实现了电热耦合有限元迭代算法。文献[11]论证了套管外部空气电离达到一定程度后将引发屏蔽环表面起始的闪络，内部SF6气体电离达到一定程度后则更容易发生电离区附近的套管表面电晕放电。目前国内外关于高压套管的研究集中于对绝缘芯子进行电场分析及电容芯子的温度分布[12]，以及对特高压套管关键部位机械强度的研究[13-14]，但对于高压套管因应力导致绝缘结构应变引起套管内电场畸变的研究少之又少。本文以我国某电网750 kV 油纸电容式套管为研究对象，精确建立套管模型，基于不同应变大小的套管模型，通过用COMSOL 静电模块电场仿真分析，得出套管应变下电场畸变规律。

COMSOL 有限元分析软件是目前工程类仿真领域应用极为广泛的软件，此软件在力学分析和电场分析方面具有强大的功能。利用COMSOL 有限元分析软件对套管模型进行仿真模拟计算，通过应力云图以及电场分布云图能够直观表现套管的结构、性能及其问题所在，从而针对性解决套管在实际运行过程中出现的问题。

1.1 套管简化力学模型

变压器套管由瓷套、法兰、电容芯子和中心载流导杆组成，形状呈轴对称，套管倾斜固定在变压器箱体上，本研究中对套管受力分析时仅考虑弯曲应变，并把套管力学模型简化为无伞裙的圆柱，若不考虑法兰及内部结构，其力学模型如图1 所示。

图1 中，d为圆柱截面直径，h为柱体高度。圆柱底端固定，顶端施加拉力F，模拟套管斜插于变压器箱体，正常工作时所受重力为G。在拉力F作用下，研究圆柱弯曲变形以及形变后套管内部电场分布的变化。

1.2 应力计算

在图1 所示坐标系中，选取y方向上任意一个截面，此截面上的弯矩M为：

截面边缘距中心轴为x的A点的应力和应变分别为：

式中：I是截面惯性矩，对于圆形截面，I=，d为圆截面直径；
E是材料的弹性模量。

2.1 仿真建模及参数设定

根据相应套管厂家的图纸，对750 kV 油纸电容式套管进行建模并仿真。本文的仿真中，仅研究套管瓷套和内绝缘结构在承受重力负载时引起的应力应变，因此忽略风阻、雨阻等外部因素造成的应力影响，故在建模时忽略伞裙结构，按照质量等效原理将套管伞裙质量折算后叠加到瓷套、水泥和金属法兰上，使得套管整体质量及承受的重力负载不发生变化，建模时仅对套管中心导杆、电容芯子、法兰、瓷套和油室进行建模仿真[15-16]，具体材料参数见表1。

表1 仿真中的材料特性参数

对750 kV 油纸电容式套管在二维轴对称条件下建模，结果如图2 所示。所建的套管模型尺寸如下：中心导杆轴向长12 043 mm，下瓷套直径745 mm，法兰轴向长325 mm，法兰的金属厚度为30 mm。

仿真计算中，采用COMSOL 自由三角形网格剖分法对电容芯子精密位置细致划分，最大单元大小为87 mm，最小单元大小为0.004 09 mm，最大单元增长率为1.3，曲率因子为0.2，完整网格包含11 420个域单元和2 439个边界单元，可保证计算精度。

2.2 应力分析

在COMSOL 仿真中，依据套管重量，对套管模型施加力的大小为套管自身重力，施加力的方向沿横轴正方向，将法兰作为固定域，计算得出套管各部分所承受应力的分布云图，如图3 所示。

由图3可见，套管处于正常工作状态时，其整体承受的重力作用并不均匀，受力的最大值为4.5×107N/m2，承受应力最大值在套管与法兰的连接处。

3.1 两种结构电场仿真模型的建立

套管是一种较为复杂的结构，由上下瓷套、金属法兰、电容芯子和导杆组成。在对套管进行电场仿真计算时，避免有限元仿真计算时网格划分的困难，以及防止迭代次数过多不易收敛，对套管模型进行了适当的简化处理。电力线经空气斜入变压器箱体，电场的切线分量和法线分量同时存在，在交流电压下发生闪络前会出现树枝状的滑闪放电，套管瓷套伞裙起到消除滑闪放电的作用，对由于套管发生形变而导致的内部电场畸变影响甚小，将伞裙简化成了平滑面[17-18]。油纸电容式套管的绝缘性能主要取决于电容芯子，工程实践中，该部分以0.08～0.15 mm 厚度的浸油电缆纸包绕在铜管上，与0.01 mm 厚的锡箔纸交替卷制，形成同心柱形结构[19]。

为了对比研究套管在理想状况和实际工况下，电场的分布情况，本文建立了两种不同应变幅度的套管结构模型，并用于分析其电场分布，两种结构分别标识为A和B 结构。A 结构是套管的一种理想状态，该状态时套管在重力作用下不发生应力形变；
B 结构模拟套管的实际工作状态，在该结构下，套管在自身重力的作用下发生了相应的形变。建立的两种结构模型如图4 所示。

3.2 仿真研究及结果分析

基于建立的A 和B 两种结构套管模型，在COMSOL中，对A 和B 结构依次进行网格剖分，电容芯子处选择极细化的自由三角形剖分法，仿真中套管绝缘材料的电气参数设置如表2 所示。

表2 材料电气参数

给套管施加激励电压U，电压值由式（4）进行计算，t为时间变量，则750 kV 油纸电容式套管施加的交流电压表达式为：

交流电压下，A 和B 两种结构的套管电场分布云图如图5 所示。

由图5 可见，A 结构套管径向电场分量集中于套管上半部分，体现了套管电容芯子的均压能力，B 结构套管上半部分场强分布均匀，径向电场分量集中于法兰和下极板边缘位置，法兰附近最高场强为2.73×106V/m，大于变压器油的击穿场强1.8×106V/m，极板边缘发生局部放电最后击穿。

垂直于中心导杆设置从第0 层极板到末屏的水平一维截线，研究A 和B 两种套管结构极板间电场的变化，截线方向如图6 所示。计算得到各极板间径向电场分量折线图如图7 所示。

由图7 可见：A 结构在第0 层极板处达到最高电场强度，场强值为2.98×106V/m，其值小于油纸电容式套管内部击穿场强3.3×106V/m，不会发生局部放电，在第113 层极板处径向电场分量最低，最小径向场强值为2.57×106V/m，末层极板处场强为2.84×106V/m，其值与第0 层极板相近，符合等电容设计原则。B 结构同样在第0层极板处达到最高场强，最高场强值为3.55×106V/m，末层极板场强值为3.08×106V/m，B 结构第0层极板电场强度大于油纸电容式套管内部击穿场强，发生局部放电，导致极板碳化并失去均匀电场作用，并且第0 层极板场强和末层极板场强相差较大，说明套管形变导致内部电容结构破坏，在中心导杆和法兰位置极易发生局部放电。

本文通过对750 kV 变压器套管应变导致内部电场畸变进行分析，得出以下结论：

1）750 kV 油纸电容式套管仅由金属法兰固定，倾斜角度小于30°斜插在变压器箱体上，自身重力负载会使套管发生轻微的形变，且应力集中于法兰附近，内部结构也会发生应力变形，应力最大值出现在法兰处，大小为4.5×107N/m2，应力最大值为套管轴向中间位置处应力值的10 倍，法兰附近应变幅度最大。

2）750 kV 油纸电容式套管发生应变后，局部场强畸变，且在法兰附近（应力集中处）的场强分布不均匀程度增大明显，应变后场强的最大值相较标准未发生变形的套管场强最大值增加了35%，且中心导杆与导杆衬套间场强集中，更易在高压电极与绝缘介质间发生局部放电。

3）对法兰材料及瓷套的配比进一步优化，增加其机械强度，且增大套管内部中心导杆与导杆衬套间空隙，防止轻微应变导致二者接触发生放电现象，降低绝缘材料放电击穿的风险。