±800 kV柔性直流換流閥閥塔均壓優(yōu)化設(shè)計(jì)

姚宏洋，文衛(wèi)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(wǎng)經(jīng)濟(jì)技術(shù)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(shù)可實(shí)現(xiàn)有功、無功的解耦控制，滿足向無源孤島電力系統(tǒng)供電的需求，適用于異步聯(lián)網(wǎng)、新能源并網(wǎng)消納、遠(yuǎn)距離直流輸電等應(yīng)用場景[1—5]。隨著功率器件技術(shù)水平與輸送電壓等級(jí)、容量的不斷提高，柔性直流輸電技術(shù)經(jīng)歷了早期兩電平拓?fù)湎蚰K化多電平拓?fù)涞霓D(zhuǎn)變。1997年首個(gè)采用兩電平拓?fù)涞娜嵝灾绷鬏旊姽I(yè)試驗(yàn)工程(±10 kV/3 MW)在瑞典赫爾斯楊投運(yùn)；2019年10月，基于模塊化多電平拓?fù)涞挠宥醣晨勘彻こ?±420 kV/1 250 MW)投運(yùn)；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(yàn)示范工程順利投運(yùn)。

電壓等級(jí)的不斷攀升，對(duì)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(duì)VSC閥的操作沖擊電壓要求已達(dá)到1 600 kV。基于模塊化多電平技術(shù)的VSC閥塔均壓設(shè)計(jì)一定程度上借鑒了常規(guī)直流換流閥(line commutated converter,LCC)外均壓措施[6—11]，但由于起步時(shí)間較晚，鮮有相關(guān)文獻(xiàn)報(bào)道。文獻(xiàn)[12] 基于ANSYS詳細(xì)計(jì)算了閥塔在絕緣型式試驗(yàn)下的表面電場分布；文獻(xiàn)[13]基于Solidworks與ANSYS聯(lián)合建模完成了VSC閥交流電場分布的仿真分析，對(duì)比研究了有、無水路對(duì)閥塔金具表面電場分布的影響；文獻(xiàn)[14]研究了VSC閥串聯(lián)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(xiàn)[15]采用ElecNet電場仿真軟件分析了絕緣試驗(yàn)電壓下功率模塊內(nèi)部電場的分布特性；文獻(xiàn)[16]針對(duì)±500 kV VSC閥塔，分析了絕緣試驗(yàn)下的閥塔電場分布情況，并針對(duì)電場強(qiáng)度較高部分采取了增加均壓環(huán)管徑的方法。

文中針對(duì)±800 kV VSC閥塔，采用結(jié)構(gòu)建模軟件PTC Creo與電磁場仿真軟件ANSYS進(jìn)行閥塔三維建模與有限元仿真計(jì)算。為降低頂部均壓管母表面電場強(qiáng)度，以增加頂部屏蔽板的方式實(shí)現(xiàn)閥塔頂部表面電場分布的優(yōu)化，并分析采用該措施對(duì)閥塔其他電氣參數(shù)的影響。進(jìn)一步地，研究閥塔外均壓系統(tǒng)中不同均壓部件間距對(duì)最大電場強(qiáng)度分布的影響，提出最優(yōu)距離布置方案?；谏鲜鰞?yōu)化設(shè)計(jì)完成了±800 kV VSC閥塔樣機(jī)研制，閥塔樣機(jī)沖擊電壓試驗(yàn)過程中無擊穿與閃絡(luò)，驗(yàn)證了所提設(shè)計(jì)方案的可行性。

1 ±800 kV VSC閥塔結(jié)構(gòu)與建模

ANSYS內(nèi)置建模工具適用于常規(guī)三維對(duì)象建模，VSC閥塔存在零部件結(jié)構(gòu)復(fù)雜等特點(diǎn)，采用內(nèi)置建模工具較為耗時(shí)。PTC Creo作為專業(yè)的三維建模軟件，借助強(qiáng)大、自適應(yīng)的三維參數(shù)化建模技術(shù)，可準(zhǔn)確、快速地建立VSC閥塔三維模型，便于后期優(yōu)化設(shè)計(jì)過程中模型的快速調(diào)整。通過PTC Creo與ANSYS聯(lián)合建模，還可極大提升迭代優(yōu)化設(shè)計(jì)效率，具體設(shè)計(jì)流程如圖1所示。

圖1 基于PTC Creo建模的ANSYS迭代優(yōu)化設(shè)計(jì)Fig.1 The ANSYS iterative optimization design based on PTC Creo modeling

文中研究的VSC閥采用戶內(nèi)支撐式、雙列背靠背布置的塔式結(jié)構(gòu)，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(gè)部件結(jié)構(gòu)復(fù)雜，需要對(duì)非關(guān)鍵部位的結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)進(jìn)行簡化，提高有限元剖分成功率，降低計(jì)算耗時(shí)。因此，可忽略閥塔內(nèi)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(jié)構(gòu)、屏蔽環(huán)/管/板與框架的連接結(jié)構(gòu)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(jí)越來越高，VSC閥塔的均壓屏蔽措施直接關(guān)系整個(gè)換流系統(tǒng)在正常運(yùn)行及各種沖擊工況下的穩(wěn)定運(yùn)行能力。國際電工委員會(huì)標(biāo)準(zhǔn)IEC 62501—2014規(guī)定了VSC閥需要進(jìn)行的直流耐壓、交流耐壓、操作沖擊和雷電沖擊等試驗(yàn)[17]?？紤]試驗(yàn)電壓大小及試驗(yàn)波形情況，通常采用操作沖擊電壓作為激勵(lì)校核換流閥的外均壓設(shè)計(jì)。VSC閥的子模塊電容值通常為mF級(jí)，試驗(yàn)系統(tǒng)存在容量限制，在子模塊電容串入試驗(yàn)回路時(shí)無法施加滿足標(biāo)準(zhǔn)要求的沖擊電壓波形，因此試驗(yàn)時(shí)通常將所有子模塊與均壓管/環(huán)短接。

室內(nèi)金具起暈電場強(qiáng)度一般限值為3 kV/mm，考慮一定裕度，文中設(shè)計(jì)的±800 kV VSC閥塔均壓系統(tǒng)在操作沖擊試驗(yàn)條件下的閥塔表面電場強(qiáng)度控制在2.5 kV/mm以內(nèi)。

2 閥塔表面電場強(qiáng)度分布優(yōu)化

在進(jìn)行VSC閥塔外均壓系統(tǒng)仿真時(shí)，由于施加的電壓激勵(lì)和閥塔結(jié)構(gòu)呈中心對(duì)稱，滿足對(duì)稱邊界條件，可利用1/2或1/4對(duì)稱模型進(jìn)行求解計(jì)算[18—20]。由于仿真服務(wù)器性能足夠，且考慮模型展現(xiàn)的完整性，文中采用完整模型進(jìn)行仿真計(jì)算。實(shí)際閥廳尺寸的±800 kV VSC閥塔初步設(shè)計(jì)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(shí)際閥廳，閥塔到求解域側(cè)面及頂面的距離與閥塔在實(shí)際閥廳中的幾何位置一致。

圖3 計(jì)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(jù)標(biāo)準(zhǔn)IEC 62501—2014對(duì)VSC閥沖擊試驗(yàn)方法的規(guī)定，文中針對(duì)初步設(shè)計(jì)閥塔方案的底部L型與頂部C型管母、角均壓罩、均壓環(huán)及所有子模塊施加幅值為1 600 kV的電壓激勵(lì)，針對(duì)閥塔支撐絕緣子底部均壓環(huán)、漏水檢測接水盤及求解域6個(gè)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(qiáng)度分布如圖4所示。

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

圖4中，初始設(shè)計(jì)方案的閥塔表面電場強(qiáng)度較大區(qū)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(gè)C型通流管母進(jìn)行均壓，其中頂部C型通流管母的拐角處電場強(qiáng)度已達(dá)到2.49 kV/mm(接近設(shè)計(jì)控制值2.5 kV/mm)。降低該處電場強(qiáng)度最簡易的方案為直接增加管母直徑(即增大曲率)?，F(xiàn)有設(shè)計(jì)方案中C型管母的尺寸已接近極限，若要繼續(xù)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(gè)C型通流均壓管母基礎(chǔ)上再增加獨(dú)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(qiáng)度，為內(nèi)部子模塊及頂部裸露金屬連接件提供更全面的防護(hù)。

通過對(duì)比仿真分析頂部金屬屏蔽板增加前后閥塔頂部及內(nèi)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(shí)的頂部管母電場分布Fig.5 Electric field distribution of top bus tube with or without top shield

對(duì)比可知，增加頂部屏蔽板前，C型均壓管母表面最大電場強(qiáng)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(qiáng)度降低至2.20 kV/mm。

增加頂部屏蔽板前、后對(duì)應(yīng)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(qū)域的電場強(qiáng)度在增加頂部屏蔽板后降低了一個(gè)數(shù)量級(jí)。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(shí)的內(nèi)部子模塊電場強(qiáng)度分布Fig.6 Electric field distribution of internal sub module with or without top shield

閥塔外均壓系統(tǒng)對(duì)地寄生電容分布情況如圖7所示。

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

通過ANSYS計(jì)算各個(gè)部件間儲(chǔ)存的靜電能量，得到準(zhǔn)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(duì)其他均壓管/環(huán)的對(duì)地寄生電容參數(shù)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(jié)果如圖9所示。結(jié)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(shí)的對(duì)地寄生電容對(duì)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(duì)最大電場強(qiáng)度的影響

LCC閥與VSC閥最大場強(qiáng)處示意如圖10所示。LCC閥塔均壓系統(tǒng)場強(qiáng)最大值位于側(cè)面避雷器C型均壓環(huán)外側(cè)，VSC閥塔場強(qiáng)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(qiáng)處示意Fig.10 Schematic diagram of maximum field strength for LCC valve tower and VSC valve tower

800 kV等級(jí)的VSC閥塔和LCC閥塔對(duì)地距離、沖擊試驗(yàn)電壓、最大場強(qiáng)及對(duì)應(yīng)管徑如表2所示。

表2 VSC閥塔與LCC閥塔對(duì)比Table 2 Comparison between VSC valve tower and LCC valve tower

相較LCC閥電場強(qiáng)度最大的避雷器C型均壓環(huán)，VSC閥塔場強(qiáng)最大的L型均壓管管徑與曲率均較小，實(shí)際電場分布與對(duì)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(gè)因素相關(guān)。相較于LCC閥避雷器C型均壓環(huán)凸出在外、距離主體閥均壓系統(tǒng)較遠(yuǎn)，VSC閥塔底部L型均壓管則與上層角均壓罩、均壓環(huán)等距離較近且整體布置較為緊湊。

為進(jìn)一步驗(yàn)證上述分析，對(duì)比仿真驗(yàn)證了底部L型均壓管相對(duì)角均壓罩不同水平距離時(shí)的表面最大電場強(qiáng)度分布情況，仿真結(jié)果如表3所示。結(jié)果表明，最大場強(qiáng)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(chǔ)上，應(yīng)盡量縮減兩者間的距離。

表3 均壓部件間不同距離對(duì)應(yīng)的最大電場強(qiáng)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(yàn)

閥對(duì)地沖擊試驗(yàn)包括操作沖擊試驗(yàn)與雷電沖擊試驗(yàn)，可用于校驗(yàn)換流閥絕緣設(shè)計(jì)的合理性，要求在施加規(guī)定的沖擊電壓時(shí)不能出現(xiàn)擊穿或閃絡(luò)，且無破壞性放電。

根據(jù)設(shè)計(jì)要求，±800 kV VSC閥塔對(duì)地應(yīng)能承受250/2 500 μs(波前時(shí)間/半峰值時(shí)間)、1 600 kV正負(fù)極性各3次的操作沖擊電壓和1/50 μs(波前時(shí)間/半峰值時(shí)間)、1 950 kV正負(fù)極性各3次的雷電沖擊電壓。按照最終設(shè)計(jì)方案，在高壓試驗(yàn)大廳搭建完整的±800 kV VSC閥塔，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)IEC 62501—2014的試驗(yàn)方法，將同塔所有功率模塊短接，冷卻管道充滿介質(zhì)，閥頂部管母連接至沖擊電壓發(fā)生器，沖擊試驗(yàn)接線原理與試驗(yàn)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(fù)荷電容。

圖11 閥塔沖擊試驗(yàn)接線與試驗(yàn)閥廳現(xiàn)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(yàn)過程中無擊穿與閃絡(luò)現(xiàn)象，施加的沖擊電壓波形滿足標(biāo)準(zhǔn)IEC 60060—2010的要求。試驗(yàn)結(jié)果表明，所設(shè)計(jì)的±800 kV VSC閥塔均壓絕緣設(shè)計(jì)合理。

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

5 結(jié)語

文中針對(duì)±800 kV VSC閥塔均壓措施開展優(yōu)化設(shè)計(jì)，基于PTC Creo與ANSYS聯(lián)合建模完成了閥塔的三維有限元仿真，針對(duì)頂部區(qū)域的均壓薄弱點(diǎn)，通過增加與頂部均壓管母等電位連接的頂部屏蔽板，實(shí)現(xiàn)了頂部電場分布優(yōu)化，極大地降低了頂層子模塊與均壓管母的電場分布。進(jìn)一步地，提取了頂部屏蔽板增加前后的閥塔對(duì)地寄生電容參數(shù)，分析了頂部屏蔽板的增加對(duì)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(duì)其最大電場強(qiáng)度的影響，得出的結(jié)論為：在保證空氣絕緣凈距的基礎(chǔ)上，均壓管與均壓罩間距越小，最大電場強(qiáng)度則越小。通過以上優(yōu)化措施，實(shí)現(xiàn)了±800 kV VSC閥塔均壓的優(yōu)化設(shè)計(jì)，閥塔樣機(jī)在高壓試驗(yàn)大廳通過了閥-地沖擊電壓試驗(yàn)。提出的優(yōu)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(qiáng)度，改善了閥塔整體的場強(qiáng)分布，進(jìn)一步提升了VSC閥在特高壓應(yīng)用場景下的安全運(yùn)行能力。