±800 kV柔性直流換流閥閥塔均壓優化設計

姚宏洋，文衛兵，謝曄源，楊勇

(1.南京南瑞繼保電氣有限公司，江蘇 南京 211102；

2.國網經濟技術研究院有限公司，北京 102209)

0 引言

基于電壓源型換流器(voltage source coverter，VSC) 的柔性直流輸電技術可實現有功、無功的解耦控制，滿足向無源孤島電力系統供電的需求，適用于異步聯網、新能源并網消納、遠距離直流輸電等應用場景[1—5]。隨著功率器件技術水平與輸送電壓等級、容量的不斷提高，柔性直流輸電技術經歷了早期兩電平拓撲向模塊化多電平拓撲的轉變。1997年首個采用兩電平拓撲的柔性直流輸電工業試驗工程(±10 kV/3 MW)在瑞典赫爾斯楊投運；2019年10月，基于模塊化多電平拓撲的渝鄂背靠背工程(±420 kV/1 250 MW)投運；2020年6月，采用±500 kV/3 000 MW 柔性直流換流閥(VSC閥)的張北±500 kV柔性直流試驗示范工程順利投運。

電壓等級的不斷攀升，對換流閥均壓屏蔽提出了更高要求，例如烏東德電站送電廣東廣西特高壓多端直流示范工程(簡稱昆柳龍直流工程)對VSC閥的操作沖擊電壓要求已達到1 600 kV。基于模塊化多電平技術的VSC閥塔均壓設計一定程度上借鑒了常規直流換流閥(line commutated converter,LCC)外均壓措施[6—11]，但由于起步時間較晚，鮮有相關文獻報道。文獻[12] 基于ANSYS詳細計算了閥塔在絕緣型式試驗下的表面電場分布；文獻[13]基于Solidworks與ANSYS聯合建模完成了VSC閥交流電場分布的仿真分析，對比研究了有、無水路對閥塔金具表面電場分布的影響；文獻[14]研究了VSC閥串聯絕緣子電壓分配不均的問題，提出了采用支撐絕緣子法蘭與水路等電位連接的電壓均衡方法；文獻[15]采用ElecNet電場仿真軟件分析了絕緣試驗電壓下功率模塊內部電場的分布特性；文獻[16]針對±500 kV VSC閥塔，分析了絕緣試驗下的閥塔電場分布情況，并針對電場強度較高部分采取了增加均壓環管徑的方法。

文中針對±800 kV VSC閥塔，采用結構建模軟件PTC Creo與電磁場仿真軟件ANSYS進行閥塔三維建模與有限元仿真計算。為降低頂部均壓管母表面電場強度，以增加頂部屏蔽板的方式實現閥塔頂部表面電場分布的優化，并分析采用該措施對閥塔其他電氣參數的影響。進一步地，研究閥塔外均壓系統中不同均壓部件間距對最大電場強度分布的影響，提出最優距離布置方案。基于上述優化設計完成了±800 kV VSC閥塔樣機研制，閥塔樣機沖擊電壓試驗過程中無擊穿與閃絡，驗證了所提設計方案的可行性。

1 ±800 kV VSC閥塔結構與建模

ANSYS內置建模工具適用于常規三維對象建模，VSC閥塔存在零部件結構復雜等特點，采用內置建模工具較為耗時。PTC Creo作為專業的三維建模軟件，借助強大、自適應的三維參數化建模技術，可準確、快速地建立VSC閥塔三維模型，便于后期優化設計過程中模型的快速調整。通過PTC Creo與ANSYS聯合建模，還可極大提升迭代優化設計效率，具體設計流程如圖1所示。

圖1 基于PTC Creo建模的ANSYS迭代優化設計Fig.1 The ANSYS iterative optimization design based on PTC Creo modeling

文中研究的VSC閥采用戶內支撐式、雙列背靠背布置的塔式結構，主要部件有閥基及層間支撐絕緣子、子模塊與支撐框架組成的閥段、連接銅排、均壓部件等。各個部件結構復雜，需要對非關鍵部位的結構細節進行簡化，提高有限元剖分成功率，降低計算耗時。因此，可忽略閥塔內部斜拉絕緣子、連接螺栓、閥基絕緣子傘裙及絕緣橫梁等部件，簡化子模塊結構、屏蔽環/管/板與框架的連接結構等。簡化后的VSC閥塔三維有限元模型見圖2。

圖2 閥塔三維有限元模型Fig.2 The three-dimensional finite element model of valve tower

隨著柔性直流輸電工程電壓等級越來越高，VSC閥塔的均壓屏蔽措施直接關系整個換流系統在正常運行及各種沖擊工況下的穩定運行能力。國際電工委員會標準IEC 62501—2014規定了VSC閥需要進行的直流耐壓、交流耐壓、操作沖擊和雷電沖擊等試驗[17]。考慮試驗電壓大小及試驗波形情況，通常采用操作沖擊電壓作為激勵校核換流閥的外均壓設計。VSC閥的子模塊電容值通常為mF級，試驗系統存在容量限制，在子模塊電容串入試驗回路時無法施加滿足標準要求的沖擊電壓波形，因此試驗時通常將所有子模塊與均壓管/環短接。

室內金具起暈電場強度一般限值為3 kV/mm，考慮一定裕度，文中設計的±800 kV VSC閥塔均壓系統在操作沖擊試驗條件下的閥塔表面電場強度控制在2.5 kV/mm以內。

2 閥塔表面電場強度分布優化

在進行VSC閥塔外均壓系統仿真時，由于施加的電壓激勵和閥塔結構呈中心對稱，滿足對稱邊界條件，可利用1/2或1/4對稱模型進行求解計算[18—20]。由于仿真服務器性能足夠，且考慮模型展現的完整性，文中采用完整模型進行仿真計算。實際閥廳尺寸的±800 kV VSC閥塔初步設計方案三維有限元求解域如圖3所示，采用長方體空氣求解域模擬實際閥廳，閥塔到求解域側面及頂面的距離與閥塔在實際閥廳中的幾何位置一致。

圖3 計及閥廳尺寸的閥塔模型求解域Fig.3 Solution domain of valve tower model considering valve hall size

根據標準IEC 62501—2014對VSC閥沖擊試驗方法的規定，文中針對初步設計閥塔方案的底部L型與頂部C型管母、角均壓罩、均壓環及所有子模塊施加幅值為1 600 kV的電壓激勵，針對閥塔支撐絕緣子底部均壓環、漏水檢測接水盤及求解域6個面施加地電位，完成閥塔的三維靜電場有限元仿真，閥塔表面電場強度分布如圖4所示。

圖4 閥塔表面電場強度分布Fig.4 Electric field distribution on the valve towe surface

圖4中，初始設計方案的閥塔表面電場強度較大區域主要位于頂部C型和底部L型均壓管的拐角處，閥塔頂部空間主要借助2個C型通流管母進行均壓，其中頂部C型通流管母的拐角處電場強度已達到2.49 kV/mm(接近設計控制值2.5 kV/mm)。降低該處電場強度最簡易的方案為直接增加管母直徑(即增大曲率)。現有設計方案中C型管母的尺寸已接近極限，若要繼續增加其直徑勢必增加其尺寸與重量。此外，考慮閥塔頂部面積較大，可在原來2個C型通流均壓管母基礎上再增加獨立支撐的4塊與C型管母等電位連接的鋁制頂屏蔽板，降低C型管母拐角處的最大電場強度，為內部子模塊及頂部裸露金屬連接件提供更全面的防護。

通過對比仿真分析頂部金屬屏蔽板增加前后閥塔頂部及內部子模塊表面電場分布的改善情況。增加頂部屏蔽板前、后的閥塔頂部表面電場分布分別如圖5(a)、圖5(b)所示。

圖5 有無頂部屏蔽板時的頂部管母電場分布Fig.5 Electric field distribution of top bus tube with or without top shield

對比可知，增加頂部屏蔽板前，C型均壓管母表面最大電場強度位于拐角處(2.49 kV/mm)；增加頂部屏蔽板后，C型均壓管母表面最大電場強度降低至2.20 kV/mm。

增加頂部屏蔽板前、后對應的頂層子模塊表面電場分布分別如圖6(a)、圖6(b)所示。大部分區域的電場強度在增加頂部屏蔽板后降低了一個數量級。可見，增加頂部屏蔽板可有效改善閥塔頂部的電場分布。

圖6 有無頂部屏蔽板時的內部子模塊電場強度分布Fig.6 Electric field distribution of internal sub module with or without top shield

閥塔外均壓系統對地寄生電容分布情況如圖7所示。

圖7 閥塔對地寄生電容分布Fig.7 Distribution of parasitic capacitance to ground for valve tower

通過ANSYS計算各個部件間儲存的靜電能量，得到準確的寄生電容矩陣，如表1所示。由表1可知，頂部屏蔽板增加前后對其他均壓管/環的對地寄生電容參數影響較小，僅頂部Ctop_G由203.55 pF增加至284.32 pF。操作沖擊下的閥塔等效電路如圖8所示，基于ATP-EMTP搭建頂部屏蔽板增加前后的閥塔等效模型，仿真結果如圖9所示。結果表明，子模塊端口電壓分布受Ctop_G容值變化的影響并不明顯。

表1 有無頂部屏蔽板時的對地寄生電容對比Table 1 Comparison of parasitic capacitance to ground with or without top shield pF

圖8 操作沖擊下的閥塔等效電路Fig.8 Equivalent circuit of valve tower under operating impulse

圖9 操作沖擊下的子模塊端口電壓Fig.9 The port voltage of sub module under operating impulse

3 不同均壓部件距離對最大電場強度的影響

LCC閥與VSC閥最大場強處示意如圖10所示。LCC閥塔均壓系統場強最大值位于側面避雷器C型均壓環外側，VSC閥塔場強最大值位于底部L型均壓管拐角處。

圖10 LCC閥塔與VSC閥塔最大場強處示意Fig.10 Schematic diagram of maximum field strength for LCC valve tower and VSC valve tower

800 kV等級的VSC閥塔和LCC閥塔對地距離、沖擊試驗電壓、最大場強及對應管徑如表2所示。

表2 VSC閥塔與LCC閥塔對比Table 2 Comparison between VSC valve tower and LCC valve tower

相較LCC閥電場強度最大的避雷器C型均壓環，VSC閥塔場強最大的L型均壓管管徑與曲率均較小，實際電場分布與對地距離、本電極形狀及曲率大小、與附近電極間的距離等多個因素相關。相較于LCC閥避雷器C型均壓環凸出在外、距離主體閥均壓系統較遠，VSC閥塔底部L型均壓管則與上層角均壓罩、均壓環等距離較近且整體布置較為緊湊。

為進一步驗證上述分析，對比仿真驗證了底部L型均壓管相對角均壓罩不同水平距離時的表面最大電場強度分布情況，仿真結果如表3所示。結果表明，最大場強隨著距離增大而增加，故在保證L型均壓管與角均壓罩最小空氣絕緣凈距的基礎上，應盡量縮減兩者間的距離。

表3 均壓部件間不同距離對應的最大電場強度Table 3 The maximum electric field intensity corrsponding to different distances among equalizing parts

4 ±800 kV VSC閥塔沖擊試驗

閥對地沖擊試驗包括操作沖擊試驗與雷電沖擊試驗，可用于校驗換流閥絕緣設計的合理性，要求在施加規定的沖擊電壓時不能出現擊穿或閃絡，且無破壞性放電。

根據設計要求，±800 kV VSC閥塔對地應能承受250/2 500 μs(波前時間/半峰值時間)、1 600 kV正負極性各3次的操作沖擊電壓和1/50 μs(波前時間/半峰值時間)、1 950 kV正負極性各3次的雷電沖擊電壓。按照最終設計方案，在高壓試驗大廳搭建完整的±800 kV VSC閥塔，根據標準IEC 62501—2014的試驗方法，將同塔所有功率模塊短接，冷卻管道充滿介質，閥頂部管母連接至沖擊電壓發生器，沖擊試驗接線原理與試驗大廳如圖11所示。其中，R1，R2分別為波頭、波尾電阻；C1，C2分別為沖擊、負荷電容。

圖11 閥塔沖擊試驗接線與試驗閥廳現場Fig.11 Test wiring of valve tower and test valve hall

在閥與地之間施加前述操作沖擊電壓與雷電沖擊電壓，閥-地的操作和雷電沖擊電壓波形分別如圖12(a)、圖12(b)所示。試驗過程中無擊穿與閃絡現象，施加的沖擊電壓波形滿足標準IEC 60060—2010的要求。試驗結果表明，所設計的±800 kV VSC閥塔均壓絕緣設計合理。

圖12 閥塔沖擊試驗電壓波形Fig.12 Voltage waveforms of impulse test for valve tower

5 結語

文中針對±800 kV VSC閥塔均壓措施開展優化設計，基于PTC Creo與ANSYS聯合建模完成了閥塔的三維有限元仿真，針對頂部區域的均壓薄弱點，通過增加與頂部均壓管母等電位連接的頂部屏蔽板，實現了頂部電場分布優化，極大地降低了頂層子模塊與均壓管母的電場分布。進一步地，提取了頂部屏蔽板增加前后的閥塔對地寄生電容參數，分析了頂部屏蔽板的增加對操作沖擊下模塊端口電壓分布的影響。最后，研究了底部L型均壓管與均壓罩間距對其最大電場強度的影響，得出的結論為：在保證空氣絕緣凈距的基礎上，均壓管與均壓罩間距越小，最大電場強度則越小。通過以上優化措施，實現了±800 kV VSC閥塔均壓的優化設計，閥塔樣機在高壓試驗大廳通過了閥-地沖擊電壓試驗。提出的優化措施有效降低了±800 kV VSC閥在操作沖擊電壓條件下的最大電場強度，改善了閥塔整體的場強分布，進一步提升了VSC閥在特高壓應用場景下的安全運行能力。