基于三相復合時變場的柔性直流換流站閥廳金具表面場強計算分析

徐健濤，楊國華，許愛斌，王 晶，李學寶

(1.平高集團有限公司，河南 平頂山 467000; 2.北京云道智研科技有限公司，北京 100192; 3.華北電力大學，北京 102206)

由于我國資源分布不均，能源主要分布在西北、東北等地區，而電能的大量使用集中在東部地區，因此高壓直流輸電技術得到了大力發展[1-3]。中國已經擁有高電壓等級、大規模的交直流混聯電網，換流站作為混連電網的中轉站，其內部接線方式愈加復雜。換流閥廳日益擴大，國內對于換流站的保護及其傳遞特性進行了大量研究[4-7]。而其內部設備金具能否良好地控制其表面電場強度并具有一定的安全裕度，滿足設備在防電暈、載流、機械等方面的要求[8-11]對于整個換流閥廳的設計與布置方面具有重要的指導意義[12-15]。

隨著高壓直流輸電工程的不斷發展，在換流站中的金具設備特性檢驗成為建設工程中必不可少的重要項目，同時國內外研究者對換流站的模型及工作特性進行了大量研究[16-19]。文獻[20]設計了試品球并開展電暈試驗，引入支持向量分類機構建機器學習模型，對其進行起始電暈電壓的預測，文獻[21-23]討論了有限元分析方法的具體實用性，對有限元模型進行了簡化并通過金具、導線、絕緣子等對計算結果的影響證明了簡化模型的合理性，分析了換流站金具結構對周圍絕緣設備表面的電位電場分布以及空氣域的影響提出了優化金具結構的方法并加以驗證。文獻[24-25]針對高壓直流屏蔽金具的電氣及機械特性進行了計算分析，并根據計算結果設計了均壓屏蔽裝置，優化了屏蔽裝置的結構參數使其適用于工程，但針對的對象較單一，而換流站閥廳的設備和金具眾多，復合場工況也較復雜，需要對此進行考慮。

為開展主要關鍵點金具的設計選型和結構優化，探究三相交直流電壓對金具場強的影響，使其滿足技術性能參數要求，本文針對三峽如東海上風電柔性直流換流站用閥廳、直流場以及聯接變壓器室金具開展選型優化和電場仿真計算研究，并以換流站閥廳復合場為例對整個閥廳以及金具的電場、電位進行計算分析，探討多種金具結構及其之間的位置對于電場分布的影響，為實際工程中金具生產制造、現場安裝及維護更換提供參考。

1 復合場金具模型及電場計算

1.1 換流站閥廳模型

如東換流站閥廳平斷面圖、主設備外形圖及金具圖紙如圖1～圖2所示。

圖1 閥廳布置圖

圖2 閥廳進出線斷面圖

圖2中兩側均為閥廳金具。重點關注區域采用較小的網格尺寸進行詳細剖分，非重點區域采用較大的網格尺寸粗略劃分，同時保證網格由內到外、由小到大過渡連貫，畸變較少。

1.2 有限元計算模型

依據平斷面實際布置，建立了閥廳的詳細電場仿真計算模型，如圖3所示。

圖3 閥廳仿真計算模型

閥廳金具電場為低頻時變周期場，忽略電磁感應，不考慮位移電流，麥克斯韋方程組可簡化為

?×E=0

(1)

?·D=ρ

(2)

閥廳模型對應的電場邊值問題分為三種情況：狄里克萊邊界條件、紐曼邊界條件以及混合邊界條件分別如式(3)、式(4)所示。

(3)

(4)

式中：?2為拉普拉斯算子；φ為電位；ρ為電荷密度；ε為電位能；L1、s分別代表區域邊界。

本工程設計要求換流閥交流側電壓為相對地300 kV。因此閥廳交流側各相電壓波形如圖4所示。

圖4 三相電壓波形

從圖4可以看出，各位置電壓均為交直流疊加的時變電壓，可以用正弦波的波形來進行模擬。因此，在閥廳三維電場計算時，需要同時考慮交流和直流電壓的影響，需要采用復合電場的計算方法，而不能單一地采用靜電場或恒定電場。閥廳內帶電導體多，設備和金具會相互影響，即使是位于同一運行電壓下的金具，也會因為位置和周圍導體的不同而具有完全不同的電場分布規律，因而計算閥廳金具電場時，需要建立考慮閥廳內各種設備和金具的全場域計算模型，即采用全場域整周期時變場的計算方法，建模時建立全模型，賦屬性時同時考慮電阻率和介電常數，加載時加載實際運行電壓波形，計算時取載荷為電場最為惡劣的狀態。

2 閥廳及金具電場計算分析

本文中閥廳交流側為三相交流電流，每一相換流閥兩側的金具結構及位置相同，由于金具表面電場強度受靠近相電壓影響更大，因此主要計算在三相交流電壓分別達到電壓幅值時金具的表面電場。在計算過程中以閥廳換流變設備參數和換流閥的電氣參數作為輸入量，仿真得到閥廳內主設備電位波形，進而得到指定時刻閥廳金具設備電位，并通過靜電場計算得到閥廳電場分布。

為便于對計算結果進行研究分析，根據實際布置將閥廳各金具進行編號，以A、B、C為開頭的編號分別代表A、B、C三相換流閥兩側的金具，數字編號相同的兩側金具其結構相同，模型編號后如圖5所示。

圖5 閥廳金具編號

A相電壓達到峰值時閥廳整體電位及場強分布如圖6～圖7所示。

圖6 閥廳整體電位分布

圖7 閥廳整體場強分布

以A相兩側金具為例，在A相電壓達到峰值時取兩側不同結構的金具作電場計算，各金具場強分布如圖8所示。

圖8 不同結構金具表面場強分布

將圖8中金具場強最大值列出，如表1所示。

表1 不同結構金具表面場強最大值 kV/mm

根據計算結果可以看出，金具A1、A3、A4、A6表面場強最大值均出現在其均壓環外側，且分布值連續，各金具場強均低于控制場強2.0 kV/mm，其中A1、A4、A5、A6、A11、A12均留有較高的安全裕度。A2、A3表面場強較高，這是因為二者與300 kV電極距離較短電位梯度增大，且金具尺寸較小，有必要增加上述金具尺寸以增加安全裕度。

3 不同時刻金具場強變化

在三相交流電壓變化的過程中，金具表面的電場強度也隨之不斷變化，由于同時受到三相電壓的影響，結構相同的金具由于在閥廳中位置的不同，受到電場影響后其表面場強也會不同，因此將三相電壓分別達到峰值時兩側金具的表面場強作仿真計算并進行對比。將計算得到的金具表面場強最大值進行分析，表2為所取的三種工況下三相電壓值。

表2 閥廳加載電壓

對三種工況下閥廳整體電位分布進行計算，A相電壓達到峰值時的閥廳電位分布如圖6所示，B、C相電壓達到峰值時的閥廳整體電位分布如圖9～圖10所示。

圖9 0.011 665 s時閥廳整體電位分布

圖10 0.018 335 s時閥廳整體電位分布

所取的三種工況分別對應三相電壓值分別達到峰值時的時刻。將三種時刻下金具表面場強最大值進行對比如表3～表5所示。

表3 不同時刻A相兩側金具表面場強對比 kV/mm

續表

表4 不同時刻B相兩側金具表面場強對比 kV/mm

表5 不同時刻C相兩側金具表面場強對比 kV/mm

續表

從表3～表5可以看出，A、B、C三相左側金具分別在兩相電壓達到峰值時表面電場強度達到最大值，右側金具在三種工況下的表面場強最大值變化不大，這是因為不同時刻下閥廳整體電位分布右側均明顯強于左側，金具表面場強同時受到三相電壓的影響，而左側金具則主要受達到峰值的相電壓影響。閥廳中金具場強受到金具形狀、尺寸大小以及閥廳整體電位分布的影響，編號相同的金具其形狀尺寸均相同，可以看出同種類型的金具在閥廳兩側受到三相電壓值的影響導致的表面場強分布基本一致，其中編號為2和3的金具分別在三相電壓達到峰值時均得到較高的表面場強，這是由于其均壓環尺寸設計較小。從表3～表5中可看出，所有金具在最惡劣工況下表面場強最大值均低于控制場強2.0 kV/mm。

4 結 論

本文基于三峽如東海上風電柔性直流換流站閥廳中三相交直流復合場計算模型，對不同工況下不同形狀尺寸的金具進行電場計算，以驗證金具是否滿足控制場強要求，具體結論如下：

(1)開展了有限元仿真實驗，計算最惡劣工況下金具表面場強，其中計算得到的表面場強最大值范圍為0.372～1.994 kV/mm，大多金具表面場強可控制在1.2 kV/mm以內，均留有較高的安全裕度，滿足工程需要。

(2)在閥廳整體電位分布較強的地方，金具表面場強受三相電壓、金具形狀尺寸及其所處位置的影響較小，而在閥廳整體電位分布較弱的地方受三相交流電壓影響較大，其中金具尺寸小可能導致表面電場出現畸變，此時金具表面場強較大。

(3)在三相電壓分別達到峰值時，對應的A、B、C三相兩側同種形狀尺寸的金具表面場強分布差異較小，即金具場強受到另外兩相電壓的影響較小。