电机绝缘设计原则：工频、冲击、安全性

1.设计电压

终端与接头绝缘设计通常以1min工频试验电压及冲击耐压为设计依据，按照我国高压输变电设备的绝缘配合、高电压试验技术标准及有关高压电缆标准，关于终端、接头耐受各种试验的电压见表14-3-5。

表14-3-5 高压电缆终端与接头试验电压值 （单位：kV）

（续）

①括号内数字为雷电冲击波试验后，进行的工频15min耐电压数值。

为确保产品性能可靠，设计电压应有一定的安全系数，内绝缘因为是非自恢复性绝缘，它的设计电压应略高于外绝缘（自恢复绝缘）设计电压。一般选取：

内绝缘工频设计电压U_di=1.2U_t

外绝缘工频设计电压U_do=1.15U_t

绝缘冲击设计电压U_dim=1.1U_tim

式中 U_t——工频1min试验电压；

U_tim——标准雷电冲击波试验电压。

2.终端的绝缘设计

（1）敞开式终端的内绝缘设计及内、外绝缘配合设计

1）环氧增强式结构：该终端增绕绝缘厚度，一般由线芯处场强为电缆本体线芯处场强的45%～60%来确定。线芯处场强为

式中 U_di——设计电压（kV）；

E_r——终端增强绝缘处导芯场强（kV）；

r_c——电缆导体屏蔽半径（mm）；

r_j——增绕绝缘半径（mm）。

由式（14-3-6）得

增绕绝缘的厚度为

式中 r_i——电缆绝缘半径。

金属护套末端从电缆绝缘外径过渡到增绕绝缘外径的过渡段（应力锥），如果处理不好，往往在该处容易发生轴向场强过大而产生击穿，因此它的形状及长度是按其表面的轴向场强等于或小于其允许最大轴向场强来设计的。对于增绕绝缘的介电系数与电缆绝缘介电系数相同的条件下，即增绕绝缘不分阶，应力锥各点轴向场强相等的方程式为

式中 x，y——应力锥的轴向及径向坐标（见图14-3-28）；

E_t——轴向设计场强，对充油电缆及钢管充油电缆，一般油纸取1.0～2.0kV/mm，它的数值大小取决于结构形式、安装工艺方法、施工人员的技术水平。在径向场强高的场合，采用现场手工绕包制作接头，施工人员技术水平不高情况下，轴向场强通常取低一些；反之可以取高一些水平。

（其他符号与前相同）。

应力锥的理想最短长度为

图14-3-28 应力锥形状示意图

事实上除了预制件由机床加工成型的是这种对数曲线的理论应力锥外，为了施工方便，现场施工时一般用折线来取代这种理想曲线。那时各段直线上各点轴向场强不是一个常数，而是随y增大而减小。用一根直线代替理想曲线AB所得应力锥太长，一般用两根或两根以上直线来取代。在图14-3-28中最大场强只可能在A点及C点，令A点及C点轴向场强等于允许轴向设计场强E_t，这时应力锥长度L′_k应为

式中 r_y——C点的半径。

要取得L′_k最小值，将式（14-3-11）对r_y进行微分，并令dL′_k/dr_y=0就可以得到。为了计算方便，绘制了系列曲线，如图14-3-29所示，从图中可以根据相关数据求出最佳r_y以满足上述微分条件，使得两条折线所组成的应力锥总长度为最小。

图14-3-29 式（14-3-12）的曲线

在图14-3-29中，

式中 Δ_n=r_j-r_i。

在应用图14-3-29时，先按式（14-3-12）求出N₁及N₂，再从图中查出相应的K值，再根据式（14-3-12）求出最佳r_y。一般情况下，N₁=1.25～2.5，L′k长度约为L_k的120%～150%。

对于330kV级及以上的终端，它的增绕绝缘厚度比较厚，仅用两段折线不能减小应力锥长度，这时可以使用多段折线，在径向场强小的地方，轴向场强也可取大一些数值，用此方法来进一步缩短应力锥长度。

环氧增强件也有一段应力锥，由于环氧树脂是各向同性介质，不存在轴向场强过低的问题，因此该段应力锥设计是确保环氧与油纸接触界面上的轴向场强等于或小于规定的油纸轴向设计场强值，应力锥各点轴向场强相等的方程式为

一般说来，环氧增强件的接地屏蔽越是高出瓷套接地屏蔽，瓷套外表面电场分布越是均匀，提高环氧增强件的位置有利于提高套管的滑闪电压，但是过分抬高位置会使内绝缘放电距离缩短而导致内绝缘击穿，因此环氧增强件高出瓷套屏蔽的位置应由施工工艺水平来确定，通常可取高出瓷套接地屏蔽为瓷套有效放电长度的20%～35%。

2）电容锥式结构：电容锥式终端内绝缘结构如图14-3-30所示，它的等效电路如图14-3-31所示。

图14-3-30 电容锥式终端内绝缘结构图

图14-3-31 电容锥终端极板间等效电路图

电容锥式终端的内绝缘厚度由所采用的极板数目来确定。它的选取应保证最大长期工作电压下不发生电晕，在试验电压下不发生滑闪放电。（为安全起见，选用工频内绝缘设计电压代替试验电压进行计算。）电晕起始电压U_c和滑闪起始电压U_g与极板之间绝缘厚度d的关系可用如下经验公式：

U_c =6.2d^0.45kV （14-3-14）

U_g =15.85d^0.45kV

一般各极板之间的绝缘厚度取1mm，这样U_c=6.2kV，U_g=15.85kV。

在最高工作相电压U₀下不发生的电晕所需的电容极板数为

在试验电压下不发生滑闪放电所需的电容极板数n_g为

式中 U_di——内绝缘设计电压，用它来代替试验电压进行计算更安全。

电容极板数n从n_c及n_g的计算值应选取较大者。

设计电容极板尺寸时通常与极板之间绝缘厚度相同，用改变极板长度的方法控制极板之间的电容，使各极板之间的电压应相等。在图14-3-31中，假设有n+1个极板数（0～n号极板），最后极板为n号极板，在k点的电流应有下列关系：

i_（k+1）k=i_k（k-1）+i_k

即 [U_（k+1）-U_k]ωC_（k+1）k

=[U_k-U_（k-1）]ωC_k（k-1）+U_kωC_k （14-3-15）

式中 C_（k+1）k，C_k（k-1）——分别表示（k+1）号极板与k极板，k极板与（k-1）号极板之间的电容值；

C_k——表示k极板与电缆线芯之间的电容值；

U_（k+1），U_k，U_（k-1）——分别表示（k+1）、k、（k-1）号极板与线芯之间的电位差；

ω——角频率。

正如前述，电容锥设计的原则是使各极板之间的电位差相等，这样得到

把这些值代入式（14-3-15）中，简化后得

C_（k+1）k=C_k（k-1）+kC_k （14-3-16）

各极板均是以电缆芯轴为中心的同心圆柱体，因此各电容近似地可以用圆柱体电容器公式计算，即

把式（14-3-17）代入式（14-3-16），加以简化得

l_k=l′_k+λ₁ （14-3-19）

以上各式中：

l′_k，l′_（k-1）——第k号、（k-1）号电容极板工作长度（mm）；

l_k——第k号极板总长度（mm）；

r_（k+1），r_k，r_（k-1）——第（k+1）、k、（k-1）号极板的半径（mm）；

λ_k2——第k号极板内伸长度（mm），它等于l_k-l′_（k-1）；

λ₁——各极板外伸长度（mm），它可按确定；

L_on——内绝缘放电长度，它为套管外绝缘有效放电距离的60%；

n——极板间电容个数。

设计时先假设第0号极板的工作长度l′₀，通常取l′₀≥20mm，按式（14-3-18）及式（14-3-19）分别算出各极板的工作长度与总长度。

电容锥在瓷套内的位置对瓷套沿面放电影响很大，兼顾正、负极性冲击电压及工频滑闪电压性能，电容锥接地极板（n号极板）的顶端高出瓷套接地屏蔽距离选取10%左右瓷套有效放电距离较为合理；高压“0”号极板顶端与瓷套高压屏蔽的距离取25%～30%对瓷套外绝缘有效放电距离较为合理，这样内、外绝缘配合可以达到较完美的效果。

3）电容饼结构：这种结构是在电缆增绕绝缘的外面套上一定数量的电容饼，顶端电容饼与线芯相连，下部电容饼与接地屏蔽相连，由电容饼串接而成。它的等效电路图与电容锥式相同，如图14-3-31所示。由于每只电容饼的外形尺寸一致，等效电路中

C₁=C₂=…=C_k=…=C_n=C

如要达到电压均匀分布，电容饼电容应有如下关系：

事实上，这样逐个选取电容饼是很麻烦的，为了减少设计工作量，采用分段变化电容量来代替逐个变化量的方法，即把整个电容饼分成n组，每组电容量相等，把这n组电容器串联。在选择各组电容量时，要确保电压分布与理想值偏差在一定范围内，同时提高电容饼耐压强度来补偿由于电容量与理论值不一致，而带来的电压分布不均匀。图14-3-32是一个典型的电容饼元件结构示意图，图中C₁与C₂是串联的。对于这种结构，电容极板长度可由下式得

图14-3-32 电容饼极板结构示意图

1—电容饼衬筒 2—电容极板 h—铝箔宽度 a—两极板重合宽度 b—两个电容器极板边缘间距 Δ—电容器绝缘厚度

式中l_（k+1）k——电容饼极板长度（mm）；(www.xing528.com)

C_（k+1）k——电容饼电容（pF）；

Δ——电容器极板绝缘层厚度（mm）；

ε——电容器绝缘的相对介电常数；

a——两极板重合宽度（mm）。

在电容饼元件设计时要注意消除电感，如果有电感存在就会影响电场分布，从而降低均匀电场的作用。在设计时C₁₀一般可选6000～8000pF。

4）终端外绝缘设计：敞开式终端的沿面放电电压与内绝缘结构有很大关系，电容式终端由于使瓷套表面的电场分布均匀，瓷套的沿面放电电压在相同长度下相应高一些，增绕绝缘结构要低一些，增绕绝缘的接地屏蔽高出瓷套接地法兰的位置对瓷套的沿面放电电压有很大影响。电容锥终端的沿面放电受到接地极板位置的影响也很大。接地极板的端末低于接地法兰可提高正极性冲击沿面放电电压，但大大降低了负极性冲击沿面放电电压；相反接地极板高于接地法兰屏蔽时，提高了负极性但降低了正极性冲击沿面放电电压；工频沿面放电电压随接地极板抬高会先增加而后又降低。外绝缘往往使用平均滑闪场强进行设计，即瓷套长度由式（14-3-21）中选取较大值确定。

式中，E_pt及E_imt为工频及冲击平均放电设计场强，分别选取0.28～0.45kV/mm及0.6～0.8kV/mm。它的取值视终端的结构型式及电压等级而定，电容式结构、电压等级较低的瓷套可取较高值，而增绕绝缘结构、电压等级较高的瓷套可取较低值。

在外绝缘设计中还要考虑爬电比距，我国对外绝缘污秽分五个等级，每级要求最小公称爬电比距见表14-3-6。

表14-3-6 最小公称爬电比距分级数值

①括号内数据是330kV级的最小公称爬电比距。

在污秽地区，由于爬电比距不能符合要求，所以应适当增加瓷套长度。

在外绝缘设计中有时还要考虑海拔系数及进洞效应等。当电缆终端使用于海拔高于1000m但不超过4000m时，外绝缘耐受电压还要乘以海拔校正系数ka

式中 H——安装地点的海拔（m）。这样，瓷套相应要放长。有些地区，特别是水电站使用高压电缆终端，由于位置限制需要放置在山洞内，如果终端过分靠近洞壁造成电场畸变，降低了沿面放电电压，为了确保安全，还要乘以进洞系数，它由试验加以确定。

（2）GIS终端与油浸终端的内、外绝缘配合设计 这两种终端的电场相近，设计方法也相同，在此一并介绍。由于终端外面有一个接地外壳，因而使套管表面的电场分布得到改善。敞开式终端电场集中在接地屏蔽处，而这两种终端电场集中在高压屏蔽处。

套管的外面绝缘是油或有一定压力的SF₆气体，它们的绝缘强度与套管内的内绝缘相近，因此在内绝缘设计过程中只要以它能承受的电气强度为基准，而不必兼顾外绝缘。

环氧增强式结构的增绕绝缘厚度与应力锥的设计与户外敞开式终端的设计一样，但在内、外绝缘配合设计上不相同，接地屏蔽末端可与套管接地屏蔽相平，不宜高出。因为高出并不改善套管外表面电场分布，反而会恶化内绝缘强度。

对于电容锥式结构，极板数量的选取与敞开式终端相同。为了使内、外绝缘配合更好，通过电场分布计算及高压试验结果可以得到如下几点结论：

1）接地极板不需要像敞开式终端那样高出套管接地屏蔽的10%套管外绝缘有效放电距离，而可以与接地屏蔽相平。

2）高压极板不必低于高压屏蔽的30%套管外绝缘有效放电距离，只要低于50mm即可，过分降低不会均匀电场，反而缩小内绝缘放电距离，降低绝缘水平。

电容极板的内绝缘设计需要考虑极板对接地外壳电容的影响，它的等效电路如图14-3-33所示。

图14-3-33 全封闭电容锥式终端的极板等效电路图

由等效电路图可以得到

式中 C_ak——第k层极板与电缆线芯之间的电容；

C_bk——第k层极板与接地外壳之间的电容；

C_（k+1）k——第k、（k+1）层极板之间的电容；

C_k（k-1）——第k、（k-1）层极板之间的电容；

U——工作电压；

n——电容个数。

用同心圆柱体电容器公式计算代入式（14-3-23）中简化后得到k极板的工作电容极板长度为

式中 r_c——电缆导体屏蔽半径（mm）；

r_（k-1）、r_k、r_（k+1）——分别为（k-1）、k、（k+1）层极板半径（mm）；

r_g，r′_g——分别为环氧套管内、外半径（mm）；

r——外壳的内半径（mm）；

3.5，2.2，4——分别为油纸、油、环氧相对介电系数。

第k层极板总长度l_k=l′_k+λ₁。

对于象鼻式终端，第k层极板的工作电容极板长度计算式为

式中符号含义与前相同。

高压屏蔽外绝缘设计应以同轴圆柱形电极公式计算。对于象鼻式套管，考虑该处是大油隙，选取高压屏蔽表面工频、冲击的设计场强分别为2.5～3kV/mm及9～10kV/mm。高压屏蔽在110kV以上一般采用油纸等绝缘物覆盖，110kV以下可以使用裸金属。全封闭终端的外绝缘通常是用加压的SF₆气体，由于该气体的冲击比一般为1.5左右，所以外绝缘通常由冲击耐压确定。在0.25～0.3MPa气体压力下，其设计电压取10～13kV/mm。沿环氧套管表面平均工频设计场强取3～5kV/mm。这些数据是在屏蔽金具形状及表面粗糙度相当完善，并且高压屏蔽帽上喷有环氧绝缘层情况下取得的。

全封闭电缆终端的高压屏蔽帽外径应是外壳筒体内径的1/e，这样屏蔽帽处场强为最小，可以确保SF₆气体不发生击穿。SF₆气体击穿强度受到电场均匀性程度影响颇大，电场不均匀性会大大降低击穿性能，因此高压屏蔽及其连接处的结构要充分注意这一点。

3.接头的绝缘设计

普通接头与绝缘接头的内绝缘是相同的，所以在此一起加以叙述。

（1）增绕绝缘厚度的确定 增绕绝缘的外径一般由连接套处最大场强来确定

式中 E_r——导体连接套处最大场强（kV/mm）；

r_j——增绕绝缘半径（mm）；

r_s——连接套屏蔽外径（mm）；

U_di——设计电压（kV）。

各种电缆的接头的设计场强见表14-3-7。

表14-3-7 接头径向设计场强 （单位：kV/mm）

（2）应力锥设计 充油电缆接头应力锥的计算公式与终端绝缘设计相同，详细见终端设计。自粘带塑料高压电缆接头应力锥由于选用材料与电缆绝缘介质不同，它的计算式为

当y=r_j时，x=L_k，即理论应力锥长度应为

ε_j、ε_i——分别表示增绕绝缘绕包带与电缆绝缘的相对介电系数；

r_j、r_i、r_c——分别是增绕绝缘绕包带、电缆绝缘、电缆线芯屏蔽的外半径；

U_di——设计电压；

E_t——轴向设计场强，一般取0.3～1.0kV/mm。

在实际使用过程中，与油纸电缆一样，往往使用折线来取代理论应力锥曲线，其基本方法与终端一样，在此不再叙述。

（3）反应力锥 这个锥面也是接头的薄弱环节，设计或施工不完善的接头往往容易沿此锥面发生移滑击穿。反应力锥的形状也是根据沿此锥面轴向场强等于或小于一常数来确定。反应力锥的长度和应力锥长度一样，是决定接头长度的主要因素之一。充油电缆接头的反应力锥部分长度与外径的关系可用式（14-3-28）表示，它的示意图如图14-3-34所示。

图14-3-34 接头反应力锥设计示意图

1—电缆线芯 2—电缆绝缘 3—增绕绝缘 4—线芯连接管

式中字母含义与前相同。轴向设计场强选取应与应力锥设计选用相同。为了安装方便，反应力锥也可采用分段直线或阶梯形折线来代替理论曲线。如果采用分段直线来代替理论反应力锥曲线，例如用两段折线，其最大轴向场强出现在O点及H点，使这两点轴向场强不超过允许最大轴向场强即可。此时反应力锥的总长度为

当采用阶梯折线时，阶梯的顶点应落在理论反应力锥曲线上，如图14-3-35所示。若将理论反应力锥沿电缆长度方向L_c分成n个相等长度阶梯面，此时各阶梯面的直径为

阶梯数n依据经验选定。

图14-3-35 反应力锥阶梯拆线示意图

1—电缆线芯 2—电缆绝缘 3—阶梯折线反应力锥 4—增绕绝缘 5—线芯连接管

（4）压接套斜面长度L_s的确定 图14-3-36中压接套斜面形状及长度可用式（14-3-31）确定。

事实上压接套斜面往往由直线来代替式（14-3-31）计算出来的曲线，此时压接套斜面长度为

图14-3-36 压接套斜面设计示意图

1—电缆线芯 2—压接套斜面 3—压接套

式中 r_co——导体半径；

r_s——压接套半径。

E_t数值可以略取高一些，否则压接套斜面会太长。压接套是接头主要弱点之一，在施工中要小心，严格按工艺要求进行。

（5）内部绝缘距离的确定 除了上述各部分设计外，接头还要考虑总的内绝缘放电长度。从应力锥起始点到电缆导体暴露部分的总长度可用平均场强来校核，也就是

式中 E_t——平均滑闪场强。

对于高压充油电缆接头，E_t取0.8～1.2kV/mm；对于高压塑料电缆自粘带接头，E_t取0.5～0.7kV/mm。

交联电缆模塑或模铸型接头，由于采用与电缆绝缘相同的材料，加热后与电缆绝缘粘合成一体，不存在各向异性问题，因此这两种接头设计主要依据接头径向场强来考虑，一般不考虑轴向场强。

对于预制式接头设计，以三件式预制接头为例，表面场强设计特别重要。从电场分布结果看，主要是在表14-3-8的图中τ₁～τ₄点的场强，从而确定l₁及l₂的最短距离。当然τ₄作为应力锥的起始点和电缆末端径向场强是由电缆绝缘厚度确定的，对超高压电缆接头，如何改进工艺及结构，提高τ₄点击穿场强水平也很重要。

表14-3-8 预制接头在最大工作电压下允许场强

4.塞止接头的绝缘设计

塞止接头结构较复杂，设计中问题也较多，但基本上与接头的设计相同。首先，应力锥的设计与接头、终端相同；从导体露出部分与应力锥端部的沿面放电按连接头平均滑闪场强进行校核；径向绝缘厚度的设计一般以高压屏蔽上场强为对象，与接头的设计和计算相同。

终端与接头的绝缘设计，特别是塞止接头绝缘设计是相当复杂的问题，以上仅是介绍最基本的方法。在实际设计过程中还广泛使用差分法及有限元方法对接头或终端各关键部位进行计算，此工作需借助于计算机进行。也可采用静电比拟法，用电解槽测定终端与接头的电场分布，在此基础上进行绝缘设计。