特高壓換流站大尺寸典型電極起暈特性的仿真與試驗

劉 鵬 郭伊宇 吳澤華 張 煒 謝 梁

特高壓換流站大尺寸典型電極起暈特性的仿真與試驗

劉 鵬1郭伊宇1吳澤華1張 煒2謝 梁3

（1. 電力設備電氣絕緣國家重點實驗室（西安交通大學） 西安 710049 2. 平高集團有限公司 平頂山 467000 3. 中國電力科學研究院有限公司電網環境保護國家重點試驗室 武漢 430074）

為確保特高壓換流站均壓屏蔽裝置設計合理可靠，提出用于一種分析復雜電場環境下大尺寸典型電極起暈特性的三維仿真計算方法，并開展大尺寸球、環電極電暈試驗進行試驗驗證。試驗結果表明，所提出的計算方法能夠有效計算特高壓換流站大尺寸典型電極表面起暈電場強度，預測值與試驗值的相對誤差范圍在-2.6%～3.4%之間。該文分析并驗證了均壓環等效半徑經驗公式，獲得該公式適用的均壓環管徑與環徑范圍。研究成果可為大尺寸電極起暈電場強度預測、換流站均壓屏蔽金具設計提供參考和依據。

特高壓 大尺寸電極 電暈試驗 起暈電場強度

0 引言

特高壓換流站閥廳是直流輸電系統中交直流轉換的關鍵部位，內部安裝有換流閥、電壓電流測量設備、避雷器和絕緣子等重要設備。閥廳內部為恒溫恒濕密閉空間，因此屏蔽金具表面電暈放電產生的電荷積聚難以消散，會對閥廳內絕緣子沿面絕緣性能和測量控制設備產生持續影響[1-2]。為確保閥廳安全穩定運行，需要嚴格控制閥廳內部金具表面電場強度，防止發生電暈[3-5]。

大尺寸屏蔽球及均壓環是換流站閥廳中一種重要屏蔽金具，研究其起暈電場強度與電極結構之間的特性可為閥廳屏蔽金具設計提供參考[6]。目前大尺寸屏蔽金具的起暈電壓與起暈電場強度特性仍需由現場電暈試驗確定。受到試驗場地及成本限制，難以大范圍開展不同電極結構下的起暈特性試驗，因此需要探索電暈起始電壓、起始電場強度仿真計算方法，可為大尺寸電極、換流站均壓屏蔽金具設計提供參考和依據，降低試驗次數，節約試驗成本[7-11]。

在氣體自持放電中隨著電壓升高，依次呈現湯森暗放電、特里切爾脈沖電暈、輝光放電、電弧放電等現象[12]。根據流注理論、湯森理論，在氣體放電過程中二次電子發射是放電轉為自持的關鍵，需要考慮正離子對陰極表面轟擊、陰極表面光電子發射和場致電離等因素，其中場致電離只有在電場強度超過500kV/cm時才會產生[13]。文獻[14-16]通過設置陰極表面二次電子發射系數，實現對負極性電暈發展過程的仿真分析。

電暈起始判據的研究是控制電暈放電的關鍵，目前電暈起始判據的研究多關注電極周圍電場強度分布與電暈放電起始條件之間的關系，即通過理論推導或仿真計算獲得電極及附近氣體的電場分布，然后應用起暈判據研究電暈放電是否發生。目前起暈判據主要包括經驗公式、流注起始判據、光電離模型判據等。針對起暈電壓的數值計算方法，Peek公式適用于導線起暈電場強度計算，但無法計算大尺寸屏蔽球及均壓環等金具起暈電場強度[17-18]；流注起始判據采用計算雪崩間隙中引起電場畸變導致光電離所需的電子數作為起暈判據[19]，文獻[20]采用該判據計算了不同氣氛下環氧表面的無電極放電特性，預測結果與理論計算較為符合，然而對于大尺寸電極，其起暈電場強度低，計算得到雪崩間隙中電子數遠低于理論值，因此不適合計算大尺寸電極起暈電場強度。文獻[21]對比了不同起暈電壓判據，發現正極性直流電壓下棒板電極起暈電場強度采用光電離法預測精度最高，且物理意義最為明確，因此對于正極性電極，應采用光電離判據進行起暈預測。文獻[22]提出用于計算負極性起暈電壓的光電離模型，對小尺寸電極預測得到的結果較好，而文獻[23]指出該模型對負極性大尺寸屏蔽球預測的結果偏大，并提出基于支持向量回歸的機器學習起暈電壓預測模型，驗證了其可行性，但該方法不能描述電暈放電物理過程。其他基于實際電暈發展過程的流體動力學模型、等離子體化學反應模型等，由于計算機計算能力限制，無法計算大尺寸金具起暈特性[24]。

受極性效應影響，金具負極性起暈電壓低于正極性起暈電壓，因此金具特高壓換流站金具常開展負極性電暈特性試驗。本文在分析不均勻場負極性電暈放電機理的基礎上，采用基于湯森理論的大尺寸金具自持放電起暈判據，提出一種通過模擬粒子運動實現電場線追蹤計算不均勻電場下金具表面起暈電場強度的有限元仿真快速計算方法，可用于計算金具表面沿電力線碰撞電離產生的電子數，并參考閥廳及直流場中屏蔽球及均壓環尺寸，在西寧特高壓試驗基地開展球-板、環-板布置條件下的負極性電暈特性試驗，建立了試驗場精確仿真計算模型，并通過對比計算結果與試驗數據，驗證了大尺寸金具自持放電起暈判據的正確性。研究結果有助于解釋不均勻場空氣長間隙起暈機理，為換流站屏蔽金具設計提供參考。

1 大尺寸典型電極起暈特性仿真分析

1.1 電暈放電物理模型

湯森理論中陰極表面二次電子產生的過程是去時間化與去空間化的定性理論，忽略了電子與正離子速度差異導致的空間電荷效應。本文針對特高壓換流站大尺寸典型電極，其起暈電場強度遠低于針-板電極起暈電場強度，放電轉為自持時的空間電荷效應影響可以忽略[25]，且湯森理論物理意義明確，易于有限元快速仿真編程的實現，因此可采用湯森理論自持放電條件作為換流站大尺寸典型電極的起暈判據。根據湯森理論，非均勻電場下放電由非自持轉為自持的條件為

1.2 三維電場-粒子流計算方法與大尺寸典型電極起暈特性計算方法

為此，本文提出三維電場-粒子流仿真計算方法，結合有限元仿真計算軟件COMSOL，通過模擬電荷在復雜電場中的運動軌跡求解計算D所需的積分路徑，從而求出特高壓換流站內復雜電場狀態下電極表面的D值。

假設某一點電荷由電極表面任意一點無初速度射出，根據動量守恒定律

則電荷的運動方程可表示為

式中，為點電荷速度；為點電荷質量；為該點電荷的電荷量；為空間電場。

式（5）適用于計算電力線方向不發生改變的情況下，當電力線方向改變時，點電荷在電場中的運動受到慣性作用，此時運動軌跡會逐漸偏移電力線方向，如圖1a所示。

圖1 aD的積分路徑計算方法

從圖1b中可以看出，點電荷的運動軌跡在軌跡與電力線重合。此時，聯立式（2）和式（3），可將求解電極表面積分湯森增長系數問題轉化為求解任意位置發射的點電荷沿電力線的運動軌跡及軌跡上的湯森電離系數。通過求解沿帶電粒子運動軌跡的積分方程，即可獲得積分湯森增長系數D。

圖2 基于湯森自持放電起暈判據的起暈電壓計算流程

1.3 特高壓換流站大尺寸電極起暈特性仿真結果

1.3.1 電場分布與積分湯森增長系數

圖3 棒板電極電場分布及凈碰撞電離系數分布

圖4給出了不同電極半徑下，加載不同電壓使電極表面電場強度最大值為3kV/mm時，沿電極表面積分湯森增長系數D的變化情況。圖4中橫坐標表示電極表面弧OA占總弧長的比值。從圖4中可以看出，對于棒-板電極，積分湯森增長系數D最大值出現的位置與電極表面電場強度最大值的位置一致，均位于棒電極最下端；此外，加載不同電壓，使電極表面電場強度最大值均為3kV/mm時，電極表面電場強度分布基本一致，但積分湯森增長系數D具有顯著差異。因此可以得出，在相同電場強度條件下，大尺寸電極更容易滿足式（1）形成自持放電，產生電暈。

圖4 棒電極下表面電電場強度度與積分湯森增長系數分布

圖6給出了不同環半徑下，加載不同電壓使電極表面電場強度最大值為3kV/mm時，沿電極表面積分湯森增長系數D的變化情況。從圖6中可以看出，沿弧長方向環電極表面電場強度與積分湯森增長系數D呈先增大后減小的趨勢。電場強度所在位置與環電極表面D最大值所在位置基本一致。此外隨著環半徑增加，環表面等效曲率半徑增大，空間中電場分布改變，導致積分湯森增長系數峰值逐漸增大，更易實現自持放電；且隨著環半徑的增大，電場強度最大值出現的位置基本不變，而D最大值出現的位置逐漸向電極外側偏移。

圖5 環電極電場分布及凈碰撞電離系數分布

圖6 環電極下表面電電場強度度與積分湯森增長系數分布

1.3.2 大尺寸均壓環等效半徑經驗公式

均壓環設計制造中，常采用等效半徑經驗公式法預測其起暈特性，假定由經驗公式給出的同等效半徑均壓環起暈電場強度與球電極的相同。本文采用的均壓環等效半徑為[28]

式中，為均壓環等效半徑；為均壓環環中心徑；為均壓環管徑。

式（6）未考慮均壓環的形狀對其起暈特性的影響，為驗證經驗公式（6）的適用范圍，采用上述的基于湯森自持放電起暈判據的起暈電壓計算方法對同等效半徑200mm、不同形狀參數的均壓環起暈電場強度進行預測，均壓環形狀參數由管徑與環徑的比值給出，均壓環底部距地高度3m，中心棒電極半徑為0.15m，人工邊界長度、高度分別為5.5m、6m，環電極布置及仿真計算結果如圖7所示。

圖7 不同形狀參數下均壓環預測起暈電場強度預測

1.3.3 試驗場條件下大尺寸電極起暈特性

為求解計算試驗站條件下典型電極起暈特性，應用有限元仿真計算軟件COMSOL，構建了青海電力培訓基地特高壓戶外試驗場有限元仿真模型如圖8a所示。計算時，高壓電極、導線和直流發生器加載試驗電壓，直流發生器中心法蘭邊界條件為懸浮電位，雷電沖擊發生器、集裝箱、地面和吊車接地，人工邊界為100m×100m×100m的立方體，圖8b給出了仿真計算得到的試驗場電位分布云圖。

圖8 特高壓試驗場大尺寸典型電極起暈特性仿真模型

應用三維電場-粒子流計算方法，計算得到青海電力培訓基地特高壓戶外試驗場條件下模擬電荷簇運動軌跡如圖9所示。從圖9中可以看出，初始時刻電荷簇在電極下側呈球面分布，在電場力作用下，電荷簇發射并向地電極移動。受周圍復雜環境影響，帶電粒子運動軌跡發生偏轉并最終吸附在地面上。

圖9 試驗場條件下模擬電荷簇運動軌跡

根據電荷簇的運動軌跡，可以計算得到球電極下表面積分湯森增長系數D的三維分布。圖10a、圖10b分別給出了計算得到的大尺寸球電極和環電極表面電場強度分布和積分湯森增長系數分布。圖10c為電極表面起暈位置預測結果，電極施加電壓達到起暈電壓后，圖中紅色區域積分湯森增長系數大于臨界起暈系數，滿足自持放電條件，綠色區域條件未滿足，不考慮異物吸附和電極表面的缺陷，電極表面起暈位置即位于圖中紅色區域。

圖10 大尺寸球、環電極起暈特性預測

從圖10中可以看出，對于球電極，受接地網地電位的影響，其表面最大電場強度值和最大積分湯森增長系數均出現在金具球底部；對于大尺寸均壓環，受自身環形結構及周圍環境地電位的影響，其表面最大電場強度值和最大積分湯森增長系數出現在環外側下沿。

表1和表2分別給出了特高壓換流站大尺寸球、環電極起暈電場強度的預測值。從表中可以看出，隨著電極尺寸逐漸增大，電極起暈電場強度的預測值逐漸降低。

表1 特高壓換流站典型球電極起暈電場強度預測值

表2 特高壓換流站典型環電極起暈電場強度預測值

2 典型電極起暈特性及仿真試驗驗證

2.1 特高壓換流站大尺寸電極電暈試驗

為驗證特高壓大尺寸電極起暈電場強度仿真結果的有效性，在青海電力培訓基地特高壓戶外試驗場開展了電暈試驗，該處海拔高度為2 100m。考慮到試驗場地條件及電極設置，共設計加工了半徑為150～500mm、共8件球電極試樣，以及5件不同管徑、環徑的大尺寸環電極試樣。

試驗時，電極底部距離地面保持高度為3m，地面鋪設有6m×6m接地金屬板，試驗場布置如圖11所示。試驗根據CB/T 2317.2—2008進行，采用全日盲型紫外成像儀對放電電暈進行觀測，記錄金具表面出現光子時電壓為起暈電壓，該位置為起暈位置并記錄氣象條件[29]。根據極性效應，試驗采用負極性直流電源進行加壓。

圖11 大尺寸典型電極電暈試驗布置

為精確計算戶外試驗布置條件下大尺寸電極表面的起暈電場強度，詳細測量了試驗布置、周圍設備尺寸及位置等參數，在有限元仿真軟件COMSOL中按1:1比例布置了戶外試驗的有限元仿真計算全模型。建模中為降低模型復雜度，提高計算效率，忽略了金具內被屏蔽的螺栓以及周圍設備表面形貌。

2.2 試驗結果

通過紫外成像儀觀測得到的大尺寸金具表面起暈現象如圖12所示。其中圖12a為球電極紫外圖象，圖12b為環電極紫外圖象。金具表面起暈時，以觀測到光子由電極表面蹦出，對于大尺寸球電極，其放電點基本位于球電極的正下方，放電點位置比較穩定；對于大尺寸環電極，其初始放電點基本位于環電極外斜下側。對比圖10c中的仿真結果表明，球電極與環電極起暈位置的預測結果與試驗觀測結果一致。

圖12 大尺寸金具表面起暈紫外觀測圖

每個大尺寸電極進行3～4組試驗，記錄其溫度、氣壓、起暈電壓值。對起暈電壓取平均值并通過有限元仿真計算得到金具表面起暈電場強度預測值，球電極與環電極表面起暈電場強度見表3和表4。從表中可以看出，隨著電極尺寸的增大，起暈電壓和起暈電場強度逐漸增大，且起暈電場強度隨電極的尺寸增大具有飽和趨勢。當電極等效半徑大于400mm時，電極表面的起暈電場強度趨于1.7kV/mm。

表3 球電極表面起暈電場強度

Tab.3 Electric field strength of corona onset for ball electrode

表4 環電極表面起暈電場強度

Tab.4 Electric field strength of corona onset for ring electrode

3 試驗與仿真結果分析

圖13給出了等效半徑為100～1 000mm特高壓換流站大尺寸典型電極負極性起暈電場強度的仿真和試驗結果對比圖。從圖13中可以看出，起暈電場強度隨典型電極等效半徑的增大逐漸減小，且具有飽和趨勢。由于積分湯森增長系數不僅與表面最大電場強度值有關，還與空間中電場分布有關，當電極尺寸較小時，電極表面曲率隨著等效半徑改變的變化幅度更大，金具表面空間中電場強度衰減更快，尺寸改變對其影響更為劇烈。表5給出了計算結果與試驗起暈電場強度的誤差，可以看出，起暈電場強度計算結果與試驗值相對誤差在±3.5%以內，試驗值與計算值一致性好，本文方法能夠有效計算并獲得特高壓換流站大尺寸典型電極表面的起暈電場強度值。

圖13 大尺寸電極起暈電場強度預測結果

表5 大尺寸電極起暈電場強度預測誤差

4 結論

1）本文針對大尺寸電極起暈電場強度計算，分析了不均勻電場電暈放電機理，提出了用于仿真計算復雜電場環境下特高壓換流站大尺寸典型電極起暈特性的三維仿真計算方法，并采用湯森自持放電理論作為起暈判據，計算得到了不同尺寸球、環電極表面起暈電場強度。

2）應用上述方法分析對比了積分湯森增長系數隨不同電極尺寸的變化規律，在相同電場強度下，大尺寸電極積分湯森增長系數相對更高，易滿足湯森自持放電判據而形成自持放電，產生電暈。驗證了均壓環等效半徑經驗公式，并發現考慮最大±5%的相對誤差時，該公式的適用范圍為管徑環徑比/在12.5%～100%的均壓環。

3）設計并開展了特高壓換流站不同尺寸典型球、環電極電暈試驗，結合三維有限元仿真計算得到了不同尺寸電極起暈電場強度。隨電極的尺寸增大，起暈電場強度增大具有飽和趨勢。當電極等效半徑大于400mm時，電極表面的起暈電場強度趨于1.7kV/mm。

4）本文條件下負極性起暈電場強度的試驗值與仿真值基本相符，相對誤差范圍在-2.6%～3.4%之間，試驗驗證了仿真計算結果的有效性，可為復雜電場環境下起暈電場強度的計算提供參考和依據。

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Simulation and Experimental Study on Corona Characteristics of Large Size Typical Electrodes Used in UHV Converter Station

Liu Peng1Guo Yiyu1Wu Zehua1Zhang Wei2Xie Liang3

（1. State Key Laboratory of Electrical Insulation and Power Equipment Xi’an Jiaotong University Xi’an 710049 China 2. Pinggao Group Co. Ltd Pingdingshan 467000 China 3. State Key Laboratory of Power Grid Environmental Protection China Electric Power Research Institute Wuhan 430074 China）

To ensure the reliable design of the shielding device in UHV converter stations, a three-dimensional method to analyze corona onset characteristic of large size shielding devices was proposed in the paper. The corona test is carried out with large size sphere and ring electrodes, and the test results show that the method this paper proposed can effectively predict the corona onset-field strength on the surface of large-size typical electrodes in UHV converter stations, and the relative error between the prediction value and the experimental value is between-2.6% and 3.4%. The empirical formula for equivalent radius of grading ring is analyzed and verified, which the scope of the formula about pipe diameter and ring diameter is determined. The research can provide basis for the prediction of the corona onset electric strength of the large size electrodes and the design of the shielding devices.

UHV, large size shielding device, corona test, corona onset-field strength

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.210631

TM854

國家電網公司總部科技項目資助（5500-201947423A-0-0-00）。

2021-05-06

2021-10-18

劉 鵬 男，1979年生，教授，博士生導師，研究方向為高端交/直流套管關鍵技術、特高壓GIL類關鍵技術、電力設備絕緣結構設計及多物理場仿真等。E-mail：pengliu@mail.xjtu.edu.cn

郭伊宇 男，1996年生，碩士研究生，研究方向為高電壓試驗技術、電力設備絕緣結構設計及多物理場仿真。E-mail：gosick@stu.xjtu.edu.cn（通信作者）

（編輯 郭麗軍）