扎魯特-青州UHVDC工程換流站閥廳輻射電磁干擾水平預(yù)測(cè)分析

王銀鴿，樂(lè)健，羅漢武，毛濤，崔士剛

（1.武漢大學(xué)電氣工程學(xué)院，武漢430072；2.國(guó)網(wǎng)內(nèi)蒙古東部電力有限公司檢修分公司，內(nèi)蒙古通遼028000；3.武漢東湖學(xué)院，武漢430074）

0 引 言

我國(guó)幅員遼闊但能源分布極不均衡，特高壓直流輸電（UHVDC）工程成為緩解這一困境的重要手段之一。自2006年以來(lái)，我國(guó)已經(jīng)相繼建設(shè)并投運(yùn)8個(gè) UHVDC工程［1］，扎魯特 -青州 ±800 kV UHVDC工程于2016年由國(guó)家批建，并于同年8月動(dòng)工。該工程設(shè)計(jì)輸送容量1 000 MW，其換流站設(shè)計(jì)有高／低端閥廳且換流變采用一字形布置，換流閥采用±800 kV／6 250 A。如此高電壓大容量的設(shè)計(jì)必然造成換流站閥廳內(nèi)嚴(yán)重的電磁干擾，有必要對(duì)該問(wèn)題進(jìn)行關(guān)注并開(kāi)展相應(yīng)的研究分析。

文獻(xiàn)［1-3］對(duì)高壓直流輸電工程換流站輻射電磁干擾的測(cè)量方法和步驟進(jìn)行了詳細(xì)介紹；文獻(xiàn)［4］對(duì)電磁干擾源的特性進(jìn)行研究，并對(duì)某±500 kV換流站的傳導(dǎo)干擾進(jìn)行了測(cè)量；文獻(xiàn)［5］采用矩量法對(duì)高壓直流輸電工程換流站的輻射電磁干擾水平進(jìn)行了計(jì)算；文獻(xiàn)［6］利用軟件FEKO計(jì)算了±500 kV換流站的輻射電磁干擾水平，并對(duì)±800 kV特高壓換流站的輻射電磁干擾進(jìn)行了預(yù)測(cè)。UHVDC系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行中存在多種運(yùn)行方式，如雙極運(yùn)行、雙極降壓運(yùn)行、單極運(yùn)行、單極降壓運(yùn)行等，在故障情況下也會(huì)造成干擾源特性的不同，文獻(xiàn)［7］對(duì)這些運(yùn)行方式下的諧波畸變情況進(jìn)行了詳細(xì)研究，但未涉及輻射電磁干擾的具體影響分析。雙極全壓運(yùn)行時(shí)電流總畸變率達(dá)到5%，而雙極降壓70%運(yùn)行時(shí)電流總畸變率可達(dá)10%，其引起的電磁干擾程度也會(huì)增大，有必要對(duì)故障情況下的輻射電磁干擾水平開(kāi)展研究。

本文以扎魯特-青州±800 kV特高壓直流工程為對(duì)象，對(duì)其換流站多種運(yùn)行方式下的輻射電磁干擾水平進(jìn)行了計(jì)算，并進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析。首先介紹該工程換流站閥廳結(jié)構(gòu)并分析了其輻射電磁干擾特點(diǎn)。以換流站寬頻等效模型為基礎(chǔ)，通過(guò)仿真得到多種運(yùn)行狀況下干擾源電壓和電阻諧波分量，基于天線耦合原理對(duì)電流進(jìn)行修正，得到實(shí)際的輻射干擾電流；建立計(jì)算輻射電磁干擾的天線模型，采用矩量法對(duì)多種運(yùn)行情況下的換流站閥廳輻射電磁干擾水平進(jìn)行了計(jì)算，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析。

1 UHVDC換流閥廳結(jié)構(gòu)

換流閥作為一個(gè)重要的電流轉(zhuǎn)化和能量傳輸設(shè)備，在換流站起著關(guān)鍵作用［8］。扎魯特 -青州±800 kV UHVDC工程換流站有正極高壓閥廳、正極低壓閥廳、負(fù)極高壓閥廳、負(fù)極低壓閥廳共四個(gè)閥廳，一字型，結(jié)構(gòu)如圖1所示。與變電站相比，換流站中的基礎(chǔ)一次設(shè)備基本一致，但換流閥的存在將導(dǎo)致其電磁環(huán)境更為復(fù)雜。

圖1 換流站結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of the converter station

以該工程的正極高壓閥廳為例，采用±800 kV／6 250 A換流閥，共有6座閥塔，組成由兩組六脈波整流并聯(lián)而成的12脈波整流設(shè)備；每座閥塔由6個(gè)閥模塊串聯(lián)，每個(gè)閥模塊有兩個(gè)閥組件，一個(gè)閥組件又由數(shù)十個(gè)可控硅級(jí)與兩臺(tái)飽和電抗器串聯(lián)，再與一只均壓電容器并聯(lián)構(gòu)成。一個(gè)±800 kV／6 250 A換流閥有上千個(gè)可控硅極器件，在其導(dǎo)通和關(guān)斷過(guò)程中，由于其兩端電壓的變化時(shí)間通常為數(shù)μs，換流過(guò)程中產(chǎn)生的諧波含量很高，成為換流站穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)主要的電磁干擾源。

2 干擾電流的修正

2.1 基于寬頻模型的數(shù)據(jù)求解

在電路中，非齊次方程Z（I）＝V，式中電壓V作為激勵(lì)函數(shù)，Z作為阻抗算子，I為響應(yīng)函數(shù)，在已知Z和V的情況下求解I，未知的響應(yīng)函數(shù)可展開(kāi)成N項(xiàng)的線性組合，對(duì)于整個(gè)換流閥可以將其分為N段［9］：

根據(jù)第1節(jié)中所述結(jié)構(gòu)和式（1），基于PSCAD搭建扎魯特-青州換流站的整體寬頻等效模型［10］，通過(guò)仿真得出了雙極運(yùn)行、雙極降壓70%運(yùn)行、單極運(yùn)行、單極降壓70%運(yùn)行時(shí)，第i個(gè)換流閥臂兩端電壓 Ui（t）和流過(guò)的電流 Ii（t），交流三相進(jìn)線兩端電壓Vab（t）、Vbc（t）、Vca（t）和流過(guò)的電流 Iab（t）、Ibc（t）、Ica（t）以及上下兩直流出線兩端的電壓 Vtop（t）、Vbottom（t）和流過(guò)的電流 Itop（t）、Ibottom（t）。在交流場(chǎng)求電磁輻射時(shí)，一般用正弦計(jì)算理論，并且為了能夠知道各個(gè)頻率諧波的輻射情況，將上述數(shù)據(jù)頻域化，得出 Vi（k）、Ii（k）、Vab（k）、Iab（k）、Vbc（k）、Ibc（k）、Vca（k）、Ica（k），從而得出 Zi（k）、Zab（k）、Zbc（k）、Zca（k）、Ztop（k）、Zbottom（k）。

2.2 基于天線耦合原理的電流修正

通常采用仿真計(jì)算方法得到第2.1節(jié)中計(jì)算輻射電磁干擾的電流，但在換流閥廳內(nèi)部，各設(shè)備之間距離較小，處于近場(chǎng)范圍內(nèi)，存在互耦現(xiàn)象，各電流之間會(huì)相互影響［11］，為能更精確計(jì)算輻射電磁干擾水平，需對(duì)電流進(jìn)行修正。本文采用天線和二端口網(wǎng)絡(luò)轉(zhuǎn)化的方法進(jìn)行修正，如圖2所示。

圖2中T1和T2分別為天線1和2的參考面，V1、I1分別為天線1等效端口處歸一化電壓和電流；V2、I2分別為天線2等效端口處歸一化電壓和電流。

用Z矩陣描述該二端口網(wǎng)絡(luò)可得：

圖2 二單元天線系統(tǒng)的二端口網(wǎng)絡(luò)Fig.2 Two ports network of two elements antenna system

則端口1處和端口2處天線的輸入阻抗分別為：

在2.1節(jié)通過(guò)PSCAD仿真計(jì)算得到第i段單元天線的自阻抗Zii和電壓激勵(lì)Vi，互阻抗可以按照文獻(xiàn)［12］的方法得出，則對(duì)于N單元天線可由式（5）得出每根天線實(shí)際電流Ii。

3 輻射電磁干擾計(jì)算與分析

3.1 天線模型

根據(jù)換流站閥廳設(shè)備連接關(guān)系，將換流閥廳內(nèi)設(shè)備按照第2.1節(jié)分段，建立如圖3所示的天線模型。

圖3 換流閥廳的天線模型Fig.3 Antennamodel of converter valve hall

3.2 矩量法基本方程的建立

本文重點(diǎn)研究的頻率為100 kHz～500 kHz，屬低頻范圍；對(duì)于點(diǎn)源輻射問(wèn)題，按照源點(diǎn)與場(chǎng)點(diǎn)的距離R與波數(shù) k（k＝2π／λ，λ為波長(zhǎng)）之間的關(guān)系，可以將場(chǎng)分為感應(yīng)近場(chǎng)區(qū)kR≤1、中場(chǎng)區(qū)kR≈1和遠(yuǎn)場(chǎng)區(qū)kR≥1，顯然換流閥廳內(nèi)部屬于近場(chǎng)區(qū)，因此采用矩量法處理此類(lèi)低頻近場(chǎng)問(wèn)題比較合適［13］。

正弦電磁場(chǎng)可由達(dá)朗貝爾方程描述：

其中：

式中 A為磁矢位；φ-為標(biāo)量電位；β＝ω（με）1／2為相位常數(shù)；ε為介電常數(shù)；μ為磁導(dǎo)率；J為電流密度；ρ為電荷體密度。

解方程（6）得：

實(shí)際中正弦電流沿線路分布，故長(zhǎng)度為l線路上的磁矢位為：

然后根據(jù)式（9）求得電場(chǎng)強(qiáng)度和磁場(chǎng)強(qiáng)度［14］。

基于圖3所示模型和第2.2節(jié)原理對(duì)干擾電流進(jìn)行，采用矩量法，將式（9）與式（10）作為控制方程，分段計(jì)算測(cè)試點(diǎn)處的輻射電磁干擾強(qiáng)度。

3.3 輻射電磁干擾水平分析

本文采用矩量法［15］計(jì)算正極高壓閥廳一邊界的電場(chǎng)強(qiáng)度，得到不同運(yùn)行方式下和整流側(cè)交流母線三相接地故障時(shí)，不同頻率處輻射電磁干擾強(qiáng)度最大值的統(tǒng)計(jì)及平均電場(chǎng)強(qiáng)度隨頻率變化的規(guī)律，結(jié)果如表1所示。

表1中，E1Max和E2Max分別為雙極全壓和雙極降壓70%運(yùn)行時(shí)輻射電磁干擾的最大值；E3Max為整流側(cè)交流母線三相接地故障時(shí)輻射電磁干擾的最大值；E4Max和E5Max分別為單極全壓和單極降壓70%運(yùn)行時(shí)輻射電磁干擾的最大值。

由表1可以看出：各種運(yùn)行情況下，隨著頻率的增加，輻射電磁干擾的最大干擾強(qiáng)度值減小；其中雙極降壓70%時(shí)輻射電磁干擾最大值在各個(gè)頻率均最大。

表1 不同運(yùn)行狀況下輻射電磁干擾最大值Tab.1 Themaximum value of EMIunder different operation conditions

雙極降壓70%時(shí)輻射電磁干擾水平最大，整流側(cè)交流母線三相短路故障時(shí)的干擾水平次之，如圖4所示；單極降壓70%運(yùn)行狀況下的輻射電磁干擾強(qiáng)度也大于單極全壓運(yùn)行狀況下的水平，如圖5所示。由圖4和圖5可見(jiàn)，隨頻率增大而輻射電磁干擾強(qiáng)度逐漸減小，從100 kHz到200 kHz的變化尤其明顯。

多種運(yùn)行狀況下，雙極降壓70%時(shí)的輻射電磁干擾水平最高，100 kHz時(shí)電場(chǎng)強(qiáng)度達(dá)到665.7 mV／m（56.5 dBm）。根據(jù)《電磁環(huán)境控制限值》中的要求［16］，頻率范圍在 0.1 MHz～3 MHz的電磁干擾總限值為40 V／m，可以看到在各頻率點(diǎn)上電磁干擾的強(qiáng)度總和超出了該標(biāo)準(zhǔn)要求的限值，需要采取進(jìn)一步的輻射電磁干擾屏蔽措施。

圖4 雙極運(yùn)行頻率為100 kHz～500 kHz時(shí)電場(chǎng)強(qiáng)度平均值Fig.4 Average value of the electric field strength of bipolar operation at the frequency of 100 kHz～500 kHz

圖5 單極運(yùn)行頻率為100 kHz～500 kHz時(shí)電場(chǎng)強(qiáng)度平均值Fig.5 Average value of the electric field strength of monopole operation at the frequency of 100 kHz～500 kHz

4 結(jié)束語(yǔ)

本文以扎魯特-青州±800 kV特高壓直流實(shí)際工程為背景，對(duì)多種運(yùn)行狀況下輻射電磁干擾的強(qiáng)度進(jìn)行預(yù)測(cè)評(píng)估與統(tǒng)計(jì)分析，所得主要結(jié)論如下：

（1）干擾電流的求解是分析評(píng)估輻射電磁干擾的重要前提和基礎(chǔ)。本文基于天線耦合模型對(duì)仿真所得電流進(jìn)行修正，獲得更為精確的干擾電流，提高了輻射電磁干擾水平計(jì)算的準(zhǔn)確性；

（2）就同一運(yùn)行狀況而言，頻率 100 kHz～500 kHz范圍內(nèi)，輻射電磁干擾強(qiáng)度將隨頻率的增加而減小，減小程度也逐漸降低，在100 kHz～200 kHz內(nèi)的變化尤其明顯。從不同運(yùn)行狀況分析，雙極降壓70%運(yùn)行時(shí)，輻射干擾程度最為嚴(yán)重，頻率100 kHz時(shí)，閥廳邊界處的最大電場(chǎng)強(qiáng)度達(dá)到665.7mV／m（56.5 dBm）。各運(yùn)行狀況下，各頻率點(diǎn)上輻射電磁干擾的強(qiáng)度總和超出了該標(biāo)準(zhǔn)要求的范圍，需要采取進(jìn)一步的輻射電磁干擾屏蔽措施。