雜散電容對換流閥絕緣試驗測量結果的影響

張子敬，張 翔，孫 健，趙贏峰，方太勛

（南京南瑞繼保電氣有限公司，江蘇 南京211102）

0 引言

特高壓直流輸電以其輸送容量大、輸送距離遠、輸送損耗小、通道占地少等優(yōu)勢，成為優(yōu)化我國能源配置的重要措施之一。換流閥是直流輸電系統(tǒng)中進行交直流轉換的核心設備，其性能關乎直流輸電工程的安全、穩(wěn)定［1-8］。為驗證換流閥產(chǎn)品的性能，并確保其在現(xiàn)場長期運行中穩(wěn)定可靠，換流閥需通過GB28563、IEC60700-1 及設備招標技術規(guī)范中所要求的全部型式試驗，包括絕緣試驗和運行試驗，其中絕緣試驗包括閥基試驗、單閥試驗和多重閥試驗［9-12］。進行單閥絕緣試驗中的操作沖擊耐受試驗時，閥的保護性觸發(fā)功能對試驗結果有較大影響。保護性觸發(fā)主要作用是在閥內(nèi)晶閘管級電壓超過保護性觸發(fā)動作門檻值時，晶閘管控制單元主動觸發(fā)晶閘管導通來保護其不被過電壓損壞［13-15］。所以實際動作電壓和設計門檻電壓需基本一致，超過設計的門檻值較多時動作，可能造成晶閘管擊穿；未達到設計的門檻值時動作，則容易造成換流閥運行過程中出現(xiàn)誤觸發(fā)情況，對工程穩(wěn)定運行造成影響甚至引發(fā)跳閘、造成工程停運。本試驗不同于一般的絕緣耐壓試驗，因此該項試驗對測量設備的測量精度有較高要求。目前該項試驗普遍采用電容分壓器對試驗波形進行測量。

某型號特高壓換流閥單閥進行保護性觸發(fā)試驗時，閥上端間電壓測量值未達到設計的閥保護性觸發(fā)動作門檻值時閥已觸發(fā)導通；采用換流閥功能測試儀對該單閥中的每一級晶閘管級開展單級保護性觸發(fā)試驗，試驗結果表明每個晶閘管級均在單級保護性觸發(fā)動作門檻值時觸發(fā)導通。每個晶閘管級的單級保護性觸發(fā)動作門檻值是固定的，不隨晶閘管兩端電壓的變化而變化，故懷疑單閥保護性觸發(fā)試驗時的閥端間電壓測量值偏小。文獻［16-21］發(fā)現(xiàn)串聯(lián)結構的換流閥塔內(nèi)部各晶閘管級電壓之間存在電壓分布不均的現(xiàn)象。文獻［22-23］發(fā)現(xiàn)閥塔外部雜散參數(shù)的存在影響分壓器的測量結果。

作者研究發(fā)現(xiàn)換流閥晶閘管級電壓分布不均和閥塔外部雜散電容是引起單閥保護性觸發(fā)試驗測量不準的可能原因。單閥晶閘管級不均壓分布已在前期試驗中獲得，本文在考慮單閥晶閘管級不均壓分布的影響基礎上，重點研究雜散電容對單閥保護性觸發(fā)試驗測量值的影響。

本文針對單閥保護性觸發(fā)試驗測量值偏小的問題，采用ANSYS仿真軟件分析了試驗回路中各主設備間的雜散電容分布情況，根據(jù)雜散電容和試驗回路參數(shù)建立了PSCAD仿真模型，研究分壓器測量值和單閥實際承受電壓之間的差異，根據(jù)試驗結果優(yōu)化測量方式，進一步通過理論計算分析優(yōu)化了試驗方案，并對優(yōu)化的試驗方案進行了試驗驗證。

1 換流閥結構和試驗情況

某型號特高壓換流閥二重閥塔采用懸吊結構、空氣絕緣、去離子水冷卻方式。二重閥塔結構如圖1 所示，閥塔由頂屏蔽罩、六個閥層、底屏蔽罩及閥內(nèi)其他輔助部件組成。V1～V24 為24 個組件的編號，每個閥層由四個組件串聯(lián)而成。定義上三個閥層為上單閥，下三個閥層為下單閥。頂屏蔽罩電位與上單閥中V1組件相連，底屏蔽罩與下單閥中V24 組件相連。每個單閥由84級晶閘管串聯(lián)而成，冗余3級。換流閥閥塔在試驗室中的絕緣試驗布置如圖2 所示，其中電容分壓器由高壓臂和低壓臂串聯(lián)而成，其中高壓臂由4 個電容值相等的電容串聯(lián)而成；高壓臂自上而下有6 個圓形均壓環(huán)，分別命名為1～6號均壓環(huán)。

圖1 閥塔電氣連接Fig.1 Valve tower electrical connection

圖2 換流閥保護性觸發(fā)試驗接線Fig.2 Converter valve test valve tower

換流閥進行單閥保護性觸發(fā)試驗時，試驗電氣連接情況如圖3 所示，圖中DVMS 為分壓器低壓臂信號輸出端。試驗對象為下單閥，試驗時將上單閥短接后接地，下單閥的冗余晶閘管級短接，高壓施加在底屏蔽罩上［24-31］。

圖3 保護性觸發(fā)試驗電氣連接圖Fig.3 Valve tower test electrical connection

考慮不均壓系數(shù)，單閥的保護性觸發(fā)電壓：

式（1）中：Up為單閥保護性觸發(fā)電壓（kV）；Ut為晶閘管級保護性觸發(fā)電壓值（kV）；N為單閥晶閘管級數(shù)；Nt為單閥冗余級數(shù)；Ka為操作沖擊單閥不均壓系數(shù)。

換流閥內(nèi)實測的晶閘管級保護性觸發(fā)電壓最小值為8.11 kV，最大值為8.21 kV，Ka=1.03?？紤]最極端的情況，保護性觸發(fā)電壓最小的晶閘管處于單閥中電壓最高的晶閘管級，此時計算得到的單閥保護性觸發(fā)電壓值最小，為637.8 kV。

操作沖擊下的保護性觸發(fā)試驗的電壓波形如圖4所示，觸發(fā)時刻電壓峰值為624 kV，小于單閥的保護性觸發(fā)電壓最小值637.8 kV。

圖4 保護性觸發(fā)試驗動作波形Fig.4 Protective firing test action waveform

定義測量電壓偏差

式（2）中：Uf為分壓器測量電壓值（kV）；Uv為單閥實際承受電壓值（kV），此處取保護性觸發(fā)電壓最小值為Uv，計算Kd=97.8%。

2 試驗問題分析

2.1 設備間雜散參數(shù)提取

使用紅外測距設備測定設備間距、設備與試驗室墻壁距離，因試驗設備高度固定，此處僅按圖5標注的方式測量設備邊緣在水平方向的間距。定義換流閥為V，沖擊設備為I，分壓器為P，距離用d表示，換流閥與分壓器間距為dV-P，換流閥與沖擊設備間距為dV-I、沖擊設備與分壓器間距為dI-P，試驗時dV-I=7.3 m，dV-P=9 m，dI-P=4 m。

圖5 設備布置位置示意圖Fig.5 Schematic diagram of equipment layout

根據(jù)設備實際尺寸和相對位置關系，建立ANSYS仿真模型如圖6 所示，仿真模型的相對位置與實物相同。根據(jù)設備的電位分布為各個設備賦值。分壓器高壓臂由四段電容串聯(lián)而成，每段上端配有均壓環(huán)，均壓環(huán)電位與每段電容上端相同，圖6 中最右側圓環(huán)形均壓環(huán)為分壓器均壓環(huán)，均壓環(huán)從上到下編號為1～6，頂部1 和2 均壓環(huán)為同一電位定為U1，3 和4 均壓環(huán)為同一電位定為U2，第5均壓環(huán)電位定為U3，第6均壓環(huán)電位定為U4；閥塔底部高壓屏蔽罩電位定為U5；中間矩形均壓罩為沖擊發(fā)生器頂端高壓均壓罩，電位定為U6；閥塔頂部接地屏蔽罩電位定為U7，底部地面電位定為U8。試驗時U1、U5、U6通過裸銅線相連，為等電位；U7和U8均為地電位。閥塔的側屏蔽罩和角屏蔽罩因相對體積較小，以上電位對其的雜散電容較小，對仿真結果影響非常小，文中暫不考慮。

圖6 ANSYS仿真模型Fig.6 ANSYS simulation model

采用ANSYS提取各設備間的雜散電容矩陣，如表1所示。

表1 設備間雜散電容參數(shù)矩陣（pF）Table 1 Parameter matrix of stray capacitance between equipment（pF）

2.2 電壓偏差系數(shù)仿真

根據(jù)2.1節(jié)中提取的雜散電容參數(shù)，結合試驗回路參數(shù)建立PSCAD 仿真模型如圖7 所示。U6與U2間雜散電容命名為C62，其余電容均按該方式標識。CP1～CP4為分壓器高壓臂由高電位至低電位的四段電容，Cpl為低壓臂電容。Vimp為操作沖擊電壓峰值；Ucd為單閥兩端實際承受的電壓值；Ucl是分壓器低壓臂電壓值，Ucl乘以分壓器變比之后的電壓值，即為分壓器的測量值，本試驗中采用的分壓器變比為5 008；換流閥本體負載并聯(lián)在模型中的電容器組兩端，對Ucl的計算結果無影響，本次建模不考慮。

圖7 PSCAD仿真模型Fig.7 PSCAD simulation model

仿真結果如圖8 所示，仿真過程中施加的電壓波形是與實際試驗中相同的操作沖擊電壓，峰值時刻Ucd=644 kV，測量值=Ucl×5 008=628 kV。電壓偏差系數(shù)Kd=97.5%。

仿真結果與第1節(jié)中通過晶閘管級電壓驗算的電壓偏差系數(shù)非常接近，第1 節(jié)中Kd比本節(jié)仿真結果稍微偏大的原因是第1 節(jié)中考慮了極端情況，即最小動作門檻值的晶閘管處于單閥中單級電壓分布最高的位置，實際上當該晶閘管級不處于單閥中單級電壓分布最高的位置時，單閥動作門檻值將提高，從而使Kd降低。

圖8 C56-2和Kd的關系Fig.8 C56-2-Kd

通過試驗和仿真結果對比可知，雜散電容對測量電壓影響明顯，ANSYS 仿真模型提取的電容矩陣和PSCAD 仿真得出的電壓偏差系數(shù)可信。按照仿真結果計算，測量值為628 kV 時，閥塔上實際承受電壓已經(jīng)達到644 kV，試驗中閥塔上承受的電壓已達到保護性觸發(fā)理論門檻值，具備保護性觸發(fā)動作條件。

3 試驗方案改進設計和驗證

3.1 試驗方案改進

對圖7 模型中電路情況進行分析：Ucd處電壓值不受負載情況變化的影響，要提高Kd值，需要提高Ucl值。模型中，雜散電容C68、C58、C18、C57并聯(lián)在分壓器兩側，對Ucl輸出值無影響。電容C62、C52、C12與分壓器第一級電容并聯(lián)，電容C23、C34、C48分別與分壓器第二、三、四級電容并聯(lián)，電容C28與分壓器下三級電容并聯(lián)，以上電容值對Ucl輸出值均有影響。C12、C23、C34為分壓器內(nèi)部均壓環(huán)間的雜散電容，C28、C48為分壓器對地的雜散電容值，均取決于分壓器本身結構。C62和C52可通過調(diào)整設備相對位置來改變其容值。

采用圖7仿真模型測試其優(yōu)化方向，C62和C52為并聯(lián)關系，將C62和C52簡化成一個電容C56-2，采用PSCAD模型計算得到C56-2和Kd關系如圖8 所示，Kd隨著C56-2增大而增大?？芍?，C52=8 pF、C62=21 pF，故原試驗方案中C56-2=29 pF，Kd=97.5%。根據(jù)仿真計算，C56-2增大到44 pF時，Kd達到99.3%，優(yōu)化效果良好。

平板電極的電容值計算公式如下：

式（3）中：S 為兩極板正對面積；d 為兩極板間垂直距離；ε在為介電常數(shù)；k為靜電力常量；π為圓周率常量，試驗環(huán)境確定的情況下，ε/(4πk)為常數(shù)。

為增大C62和C52的值，則需要增大S、減小d。此處S 對應各設備屏蔽罩尺寸，相對固定；要增大容值，則需將沖擊發(fā)生器、分壓器、閥塔相互間距縮小。在ANSYS仿真模型中調(diào)節(jié)設備距離與相對位置，并進行仿真計算。將圖5 中各主設備間位置調(diào)整為dV-I=2.3 m、dV-P=3 m、dI-P=2.6 m。使用ANSYS 軟件計算得到C62=26 pF，C52=17 pF，并將其他容值的變化也更新后代入PSCAD 模型中，計算得出Kd由97.5%提升至99.2%，優(yōu)化效果明顯。

3.2 改進方案試驗驗證

按照3.1節(jié)的布置方式，在試驗室中對試驗設備進行位置調(diào)整，并在調(diào)整之后再次進行保護性觸發(fā)試驗，以驗證優(yōu)化試驗方案的正確性。

閥保護性觸發(fā)理論門檻值為637.8 kV，測量值應為637.8 kV×0.992=632.7 kV。即當分壓器測量電壓超過632.7 kV時，閥應可靠觸發(fā)導通。

對閥塔施加標準操作波，互感器測量電壓624 kV時，閥塔可靠耐受，保護性觸發(fā)未動作，試驗波形如圖9 所示。電壓提高到639 kV 時，閥塔觸發(fā)導通。試驗結果驗證了仿真結果的準確性。

圖9 保護性觸發(fā)試驗未動作波形Fig.9 Protective firing test non-action waveform

4 結論

換流閥絕緣試驗對驗證閥塔性能至關重要，精確的測量手段是準確完成絕緣試驗的關鍵。本文針對單閥保護性觸發(fā)測量的試驗動作電壓不準確問題進行分析，得出如下結論：

1）分壓器與沖擊發(fā)生器、閥塔間存在的雜散電容與分壓器本體電容共同決定測量結果，雜散電容對測量結果影響明顯；

2）根據(jù)設備參數(shù)和試驗情況建立的ANSYS 仿真模型計算出的雜散電容矩陣準確，根據(jù)該矩陣建立的PSCAD仿真模型計算結果與試驗結果匹配度高，仿真結果可信；

3）通過調(diào)節(jié)試驗設備的相對位置，將電壓測量偏差系數(shù)由97.5%提高至99.2%，優(yōu)化效果明顯。

綜上所述，為提高試驗測量準確性，不僅需測量設備本身性能可靠，也需要正確布置各設備相對位置，通過對試驗方式的優(yōu)化，進一步提高測量結果準確性。