張施令，彭宗仁

（1.國網(wǎng)重慶市電力公司電力科學研究院，重慶 401123；2.西安交通大學 電力設備電氣絕緣國家重點實驗室，陜西 西安 710049）

0 引言

換流變壓器套管是直流輸電工程中連接閥廳內(nèi)外設備的主要絕緣結(jié)構(gòu)，其絕緣結(jié)構(gòu)型式分為油浸紙電容式結(jié)構(gòu)和SF6氣體與環(huán)氧浸漬電容芯體復合絕緣結(jié)構(gòu)，后者以局部放電水平低、密封性能好、安全性高等突出優(yōu)點在換流變壓器套管中得到廣泛應用[1-4]。但是換流變壓器套管存在運行工況特殊、主絕緣復合材料理化特性復雜、絕緣配合結(jié)構(gòu)多樣等技術(shù)難點，特別是在±800 kV特高壓等級應用時，由于電能傳輸功率大，換流變壓器套管的均壓、均場、均熱問題更加突出[5-6]。

因此，本文針對干式換流變壓器套管的電氣絕緣結(jié)構(gòu)設計及優(yōu)化開展系統(tǒng)性研究，包括以下研究內(nèi)容：電容芯子用純環(huán)氧、環(huán)氧浸紙復合絕緣材料的電、熱性能試驗研究；套管電容芯子主絕緣改進等裕度設計方法研究；仿真獲取換流變壓器套管在實際運行過程中的電壓、電流波形；套管雙導桿載流結(jié)構(gòu)渦流發(fā)熱、絕緣介質(zhì)焦耳發(fā)熱理論計算方法研究[7-9]；各種電壓型式下套管全模型的電位、電場分布規(guī)律研究；提出考慮復合絕緣介質(zhì)在直流穩(wěn)態(tài)、極性反轉(zhuǎn)暫態(tài)條件下的溫變、場變非線性有限元迭代計算方法，并對出線裝置的結(jié)構(gòu)型式進行選取和優(yōu)化設計[10-12]；研制干式換流變壓器套管樣機并進行型式試驗，進一步設計和開展研究。

1 電容芯子用復合絕緣材料電、熱性能試驗研究

首先將皺紋紙置入金屬模具中，真空條件下干燥72 h去除內(nèi)部水分，然后在一定溫度和真空度下無氣泡澆注試樣。澆注完成后，通過合適的工藝流程固化，得到環(huán)氧浸紙試樣。同時使用純環(huán)氧在相同的條件下制備得到純環(huán)氧圓形試樣，其直徑為30 mm、厚度為1 mm。

圖1為環(huán)氧浸紙試樣的偏光顯微鏡和掃描電鏡觀察結(jié)果。從圖1(a)可以看出，皺紋紙中纖維素在一個方向上分布均勻，該結(jié)構(gòu)有利于環(huán)氧澆注且可以較好地吸收外部機械應力。從圖1(b)可以看出，鋁箔、皺紋紙纖維素和環(huán)氧樹脂彼此粘接致密，應盡量避免在它們的界面處出現(xiàn)氣泡等絕緣缺陷。

圖1 環(huán)氧浸紙試樣的微觀形貌Fig.1 Micromorphology of epoxy impregnated paper sample

±800 kV特高壓干式換流變壓器套管在穩(wěn)態(tài)運行條件下其芯子內(nèi)部場強取決于材料的體積電阻率，而體積電阻率與溫度關(guān)系密切[13-14]，因此有必要研究試樣體積電阻率與溫度的非線性關(guān)系。在設定溫度下對兩種試樣分別測量3個樣品的穩(wěn)定體積電阻率，求取平均值作為該溫度下的體積電阻率，不同溫度下純環(huán)氧和環(huán)氧浸紙試樣體積電阻率隨溫度的變化如圖2所示。從圖2可以看出，純環(huán)氧和環(huán)氧浸紙材料的體積電阻率隨溫度升高均呈現(xiàn)下降趨勢。

圖2 試樣體積電阻率與溫度的關(guān)系Fig.2 Relationship between volume resistivity and temperature of samples

一般而言，±800 kV特高壓干式換流變壓器套管內(nèi)部極板的厚度為0.5～3.0 mm，而在實際工程應用中，極板間徑向絕緣容易發(fā)生擊穿，因此有必要研究試樣電氣強度與絕緣厚度(d)間的定量關(guān)系，為套管芯子的主絕緣結(jié)構(gòu)設計提供參考。圖3是厚度分別為0.25 mm、0.77 mm的環(huán)氧浸紙試樣電氣強度的實驗結(jié)果。從圖3可以看出，試樣的電氣強度數(shù)據(jù)點滿足威布爾分布，相同厚度試樣的擊穿概率隨電場強度的提高而增大，且試樣的厚度越小，其電氣強度越高。

干式換流變壓器套管一般運行在-40～160℃，因此在該溫度范圍內(nèi)試樣的頻譜、溫譜介電特性試驗結(jié)果可為芯子復合絕緣材料在運行過程中的分子極化運動過程提供數(shù)據(jù)支持。設定環(huán)氧浸紙復合絕緣的介質(zhì)損耗因數(shù)tanδ與溫度T的關(guān)系如式（1）所示。

圖3 環(huán)氧浸紙試樣電氣強度與厚度的關(guān)系Fig.3 Relationship between breakdown strength and thickness of epoxy impregnated paper samples

式（1）中：σ1、α1、σ2、α2均為常數(shù)，需根據(jù)具體試驗數(shù)據(jù)擬合確定。

將環(huán)氧浸紙的介電譜特性和數(shù)據(jù)進行擬合，結(jié)果如圖4所示。

圖4 環(huán)氧浸紙試樣的介電特性Fig.4 Dielectric properties of epoxy impregnated paper samples

從圖4可以看出，雙指數(shù)函數(shù)對環(huán)氧浸紙tanδ與溫度的關(guān)系擬合效果良好，通過擬合曲線可以得到介質(zhì)損耗因數(shù)最小值tanδmin對應的溫度值Td，以便在實際運行環(huán)境下將套管芯體的溫度控制在Td附近使芯體的介質(zhì)損耗發(fā)熱最少。

環(huán)氧浸紙試樣的導熱系數(shù)、熱容值隨溫度的變化如圖5所示。從圖5可以看出，環(huán)氧浸紙試樣的導熱系數(shù)較高，證明皺紋紙的纖維狀結(jié)構(gòu)有利于熱量的傳導。

圖5 環(huán)氧浸紙試樣的導熱性能Fig.5 Thermal conductivity of epoxy impregnated paper samples

2 電容芯子主絕緣改進等裕度設計方法

電容套管的內(nèi)絕緣即電容芯子是電氣設計的關(guān)鍵部件。電容芯子的設計應遵循以下原則：①最大工作電壓下不發(fā)生局部放電；②額定工頻擊穿電壓（1.2倍干耐受電壓）下套管尾部不發(fā)生軸向閃絡[15-16]。傳統(tǒng)設計采用等臺階等電容方法，原理簡單，但軸向場強不均勻，致使套管芯子整體的電氣性能有待提高。20世紀80年代，為縮小套管芯子結(jié)構(gòu)尺寸，提出了等厚度不等臺階設計方法，其關(guān)鍵在于確定每層極板臺階的長度，使軸向場強盡可能均勻，但調(diào)節(jié)過程相當繁瑣[17]。20世紀90年代，提出了一種新的電容芯子設計方法——等裕度設計法，從理論上證明了該方法可有效提高套管芯子的局部放電起始電壓，并對理論結(jié)果進行了實驗驗證[18-19]。進一步將等裕度法開發(fā)為高壓電容式套管電容芯子優(yōu)化設計軟件包，基于此已成功設計出各種電壓等級下的電容式套管產(chǎn)品。目前交/直流特高壓輸電在我國迅速發(fā)展，對特高壓電容式套管的設計和研制提出了更高要求，因此在特高壓電壓等級下，傳統(tǒng)套管電容芯子設計軟件包是否需進一步完善亟待研究。高壓套管芯子改進等裕度法數(shù)學模型的目標函數(shù)如式（2）所示。

對于直流套管設計，主要考慮溫度因素的影響。為了減少程序運行的迭代次數(shù)，需將交流條件下（僅考慮模型因素）的設計結(jié)果作為迭代初值。因此，將特高壓換流變壓器套管主絕緣的優(yōu)化設計分為兩個階段：①僅考慮模型因素條件下，實現(xiàn)電容芯子極板間電壓ΔU、局部放電裕度Ydm、軸向場強Ea的均勻分布；②同時考慮溫度因素條件下，再次實現(xiàn)上述3個參數(shù)的均勻分布。取整前后的極板間電壓值ΔU和極板間裕度值Ydm對比如圖6所示。從圖6可以看出，取整前，極板間局部放電裕度值呈直線分布，極板間電壓值呈倒U型分布，基本在7～9 kV變化。這表明特高壓換流變壓器套管主絕緣改進等裕度設計方法在考慮溫度條件下真正實現(xiàn)了芯子的多目標優(yōu)化設計。

3 雙導桿載流結(jié)構(gòu)渦流發(fā)熱、絕緣介質(zhì)焦耳發(fā)熱理論計算方法研究

為準確獲取通過特高壓換流變壓器套管的電壓、電流波形，建立高壓閥廳的電路拓撲模型，包括交流側(cè)線路及設備、換流變壓器及套管、換流閥、直流側(cè)線路及設備。換流變壓器套管及穿墻套管安置于高端閥廳內(nèi)部[20-21]。

圖6 套管芯子優(yōu)化結(jié)構(gòu)前后電氣性能參數(shù)對比Fig.6 Comparison of electrical performance parameters before and after optimization of bushing core structure

仿真得到電路各節(jié)點電壓、電流波形，其中重點關(guān)注±800 kV換流變壓器套管通過的電壓、電流波形，分別如圖7、圖8所示，圖8中N為諧波次數(shù)。圖7～8表明電壓、電流波形中含有大量高次諧波分量，這是套管芯體介質(zhì)發(fā)熱和中心導體渦流發(fā)熱的必要條件。

圖7 換流變壓器套管電壓波形Fig.7 Voltage waveform of converter transformer Bushing

圖8 換流變壓器套管電流波形Fig.8 Current waveform of converter transformer bushing

換流變壓器套管在運行時，其負載電壓、電流中含有大量的高次諧波分量。高次諧波電流將在換流變壓器套管中產(chǎn)生高次諧波損耗，同時高次諧波電壓將在套管芯子內(nèi)部產(chǎn)生較大的介質(zhì)損耗，進而使換流變壓器套管內(nèi)部產(chǎn)生局部過熱，因此套管設計時必須予以考慮，按照高壓直流輸電設備設計與考核的相關(guān)標準，負載電流中的諧波次數(shù)通常要考慮到第49次。對負載電流進行傅里葉分析，結(jié)果如圖9所示，具體數(shù)據(jù)如表1所示。

實際運行條件下，可分別根據(jù)各次諧波電流的頻率和峰值計算渦流發(fā)熱量，然后應用疊加定理得到在方波電流條件下的渦流總發(fā)熱量，如圖10所示。從圖10可以看出，諧波頻率越高，集膚效應越顯著。在考慮基波及高次諧波后，套管銅管的發(fā)熱量高于僅考慮基波的情況，且通過定量分析發(fā)現(xiàn)隨著載流銅管壁厚的增大，其發(fā)熱量呈先減小后增大的趨勢，可優(yōu)化銅管結(jié)構(gòu)尺寸使其發(fā)熱量最小。

圖9 Y/Y聯(lián)接頻譜分析Fig.9 Spectrum analysis of Y/Y connection

套管芯子環(huán)氧浸紙復合絕緣的介質(zhì)損耗因數(shù)tanδ與相對介電常數(shù)εr均為套管芯子運行溫度和頻率的函數(shù)。圖4表明隨溫度的變化，tanδ和εr表現(xiàn)出較為顯著的非線性變化，因此需研究芯子絕緣介質(zhì)焦耳發(fā)熱的理論計算方法。將套管在實際運行中的電壓波形進行傅里葉分析，其中直流電壓分量為697.6 kV，基波頻率取50 Hz。各次高次諧波電壓分量的峰值如表2所示。

表1 換流變壓器套管電流傅里葉分析結(jié)果Tab.1 Fourier analysis results of bushing current for converter transformer

圖10 各次諧波下集膚效應和發(fā)熱量對比Fig.10 Comparison of skin effect and calorific value under each harmonic

表2 換流變壓器套管電壓傅里葉分析結(jié)果Tab.2 Fourier analysis results of bushing voltage for converter transformer

電容芯子介質(zhì)發(fā)熱量P的計算公式為式（3）。

式（3）中：U為外施交流電壓的幅值，V；f為外施交流電壓的頻率，Hz；C為套管電容芯子的電容量，F(xiàn)；tanδ為芯子絕緣材料的介質(zhì)損耗因數(shù)。

由于±800 kV換流變壓器套管電容芯子是按等裕度法設計的，且設計完成后極板長度和各層極板間絕緣介質(zhì)的厚度都經(jīng)過了取整處理，因此在這種條件下，各層極板間的電容不再滿足等電容的條件，需要根據(jù)設計完成的極板尺寸重新計算該套管電容芯子的電容量。設第k層絕緣介質(zhì)的電容量為Ck，則整個套管的電容量C可表示為式（4）。

第k層絕緣介質(zhì)的電容量Ck可以表示為式（5）。

根據(jù)電容芯子的設計尺寸和式（4）～（5），計算出整個電容芯子的電容量C為386 pF，將相關(guān)參數(shù)代入式（3）得出電容芯子的介質(zhì)發(fā)熱量為183.414 W。同時根據(jù)有限元仿真計算，可以得出電容芯子網(wǎng)格剖分后每個單元的發(fā)熱量，然后將其與每個單元的體積相除，最后將得到的數(shù)據(jù)相加獲得整個電容芯子的發(fā)熱量為183.461 W，可見有限元方法與理論方法在計算芯子整體發(fā)熱時得到了基本一致的功率損耗。

4 套管全模型的電位、電場分布規(guī)律研究

計算中依據(jù)自主優(yōu)化設計的干式換流變壓器套管外輪廓和電容芯子結(jié)構(gòu)尺寸，分別考慮不同極板布置方式，進行實體建模?！?00 kV干式換流變壓器套管的模型如圖11所示，其中輸入仿真模型的套管性能參數(shù)如下：零層極板的長度L0和直徑D0分別為4 410 mm和150 mm，第n層極板的長度Ln和半徑Dn分別為1 040 mm和640 mm，套管芯子內(nèi)部極板總數(shù)N為95。套管額定工作電壓為800 kV，額定載流量為3 150 A，電容量為437 pF。換流變套管電位、電場分布的仿真模擬結(jié)果如圖12所示，換流變壓器套管芯子徑向、軸向場強分布如圖13所示。從圖12可以看出，由于換流變壓器套管電容芯體對其內(nèi)部電位的調(diào)制作用，套管等位線分布均勻，且高場強區(qū)域集中在電容芯體內(nèi)部，有效降低了套管外部發(fā)生閃絡事故的可能性。換流變套管端部均壓環(huán)對其復合絕緣子高場強區(qū)域起到了較好的屏蔽作用。

圖11 換流變壓器套管三維計算模型圖Fig.11 Three-dimensional computing model of converter transformer bushing

圖12 換流變壓器套管的電位、電場分布Fig.12 Potential and electric field distribution of converter transformer bushing

圖13 換流變壓器套管芯子徑向、軸向場強分布Fig.13 Radial and axial field intensity distribution of converter transformer bushing core

從圖13可以看出，換流變壓器套管的電位分布均勻，高場強區(qū)域主要集中在套管芯子內(nèi)部。且套管芯子內(nèi)部徑向場強呈現(xiàn)“U”型分布，其場強最大值為8.75 kV/mm，軸向電場強度分布均勻，下軸向場強約為0.5 kV/mm。

將高壓套管改進等裕度優(yōu)化設計方法用于干式套管的內(nèi)絕緣設計，該套管初始設計外輪廓如圖14所示。芯子兩端分別置入變壓器油筒和GIS管道氣室中，中心導桿連接部位通過均壓罩進行電場屏蔽。在全模型條件下應用改進等裕度法優(yōu)化得到套管芯子尺寸，并進行卷制、澆注和固化等生產(chǎn)環(huán)節(jié)，制得樣機。特高壓油氣套管電氣性能型式試驗結(jié)果說明樣機滿足試驗要求，證明運用文中的高壓套管內(nèi)絕緣改進等裕度設計法可在特高壓電壓等級下設計出結(jié)構(gòu)合理、電氣性能滿足各項要求的高壓干式套管樣機。

圖14 特高壓油氣套管外輪廓Fig.14 Outer contour of UHV oil-gas bushing

5 結(jié)論

（1）定量擬合了環(huán)氧浸紙材料復介電常數(shù)與頻率、溫度的非線性關(guān)系，該定量擬合結(jié)果可用于高諧波條件下?lián)Q流變壓器管套的損耗分析；用冪指數(shù)函數(shù)定量擬合工頻電氣強度與試樣厚度的關(guān)系，該結(jié)果可分別應用于換流變壓器套管的電熱耦合理論模型和芯子主絕緣設計。

（2）在高次諧波條件下對特高壓換流變壓器套管的絕緣介質(zhì)焦耳發(fā)熱和載流結(jié)構(gòu)渦流發(fā)熱進行了定量計算。采用直流輸電標準測試系統(tǒng)獲取了特高壓換流變套管的實際運行電壓、電流波形，將其用于離散傅里葉分析，確定了高次諧波分量的幅值和相位。提出了可充分考慮環(huán)氧浸紙材料頻變和溫變非線性的套管損耗計算方法，得到了高次諧波條件下套管介質(zhì)和渦流發(fā)熱的增強系數(shù)。

（3）自主編程改進了套管芯子主絕緣的傳統(tǒng)等裕度設計方法，實現(xiàn)了特高壓換流變壓器套管在電熱耦合條件下極板間電壓、局部放電裕度、軸向場強3個電性能參數(shù)的均勻分布。提出的套管芯子主絕緣設計方法能充分考慮模型和溫度因素，并聯(lián)合有限元法和遺傳算法實現(xiàn)了特高壓換流變套管芯子的改進等裕度設計。