孙优良，李文平

(保定天威保变电气股份有限公司，河北省保定市 071056)

0 引言

随着我国电力行业的迅速发展，特高压交直流输变电技术得到了大力建设、推广。根据国家电网公司发展规划，到2020年前后，我国电网将规划建设近40个包含跨省区、跨国的不同电压等级直流系统，届时我国将是世界上直流输电技术应用最广泛的国家［1］。

准东—重庆及准东—成都的直流输电工程拟采用±1100kV及以上特高压直流输电技术。±1100kV及以上特高压直流输电工程高端换流变压器是工程建设的关键设备之一，研制难度大，缺乏相关技术储备［2-3］。

对于网侧系统接1000kV交流、直流侧额定直流电压为±1100kV的特高压换流变压器，如果不增加中间联络变压器，将给变压器的研制带来较大的困难，因为此时在1个铁心柱上要同时套有特高压的网侧交流绕组和阀侧直流绕组，而网侧电压的不同决定其出线结构方案的不同，这在很大程度上影响着换流变压器整体方案的优化布置。因此有必要对此类变压器进行整体方案的优化布置研究。

1 绕组排列布置方案分析

(1)第1种方案的排列顺序:铁心—调压绕组—网侧绕组—阀侧绕组，网侧端部垂直出线。

网侧交流电压等级较低时，根据调压引线的走向和网侧高压端的出线是否便利，±1100kV特高压阀侧绕组与网侧绕组之间的油隔板绝缘系统分割和绕组端部绝缘件配置的难易程度，以及直流出线装置的安全可靠性和装配的难易程度，通常采用如图1(a)所示的变压器布置结构，铁心柱向外依次为铁心—调压绕组—网侧绕组—阀侧绕组。

对于这种绕组排列布置方案，当网侧电压较低时适用，并且有利于阀侧±1100kV特高压绕组的出线;但当网侧达到1000kV时，网侧仍采用端部出线，则特殊角环绝缘件使用量较大，制作和安装过程繁琐;同时设置了±1100kV特高压阀侧绕组的端部绝缘，增加了大量隔板以分割主漏磁空道，不易操作。

(2)第2种方案的排列顺序:铁心—阀侧绕组—网侧绕组—调压绕组，网阀绕组均为端部垂直出线。

方案2的绕组排列布置方案如图1(b)所示。与方案1不同，方案2中由于网侧和阀侧均接特高压线路，因此两者必须同时采用端部出线结构，其制作和安装的难度与方案1类似。为了满足绝缘距离的要求，应使阀侧绕组到铁心的绝缘距离足够大，但由于存在1000kV特高压绕组的阻挡，阀侧绕组只能采用端部垂直出线方式，并在绕组的上下端面通过电缆穿入光滑的金属屏蔽管路，以实现主柱间的连接。为此需要增大阀绕组到铁心柱的距离，同时端部的主绝缘距离也要增大，从而整个变压器的体积较大，增加材料成本。

(3)第3种方案的排列顺序:铁心—阀侧绕组—网侧绕组—调压绕组排列，网侧绕组为中部水平出线。

方案3的绕组排列布置方案如图1(c)所示。虽然方案3从铁心到绕组的排列顺序与方案2一致，但此方案的特点是网侧绕组采用了中部水平出线结构，其上下端部的绝缘水平大幅降低，一般可以降低到35 kV级。调压绕组也采用了上下2路并联结构，并联的2部分之间距离较大，为网侧绕组的中部出线留出足够的空间;同时在对应的位置布置有静电环和分割油隙的角环，有效解决了出线部位电场集中的问题，但此方案内部阀侧绕组出线困难。

(4)第4种方案的排列顺序:铁心—调压绕组—网侧绕组中部水平出线—阀侧绕组。

图1 绕组排列顺序Fig.1 Sequence of winding arrangement

方案4的绕组排列布置方案如图1(d)所示。从铁心到绕组的排列顺序与方案1相同，但位于中间的网侧绕组采用了中部出线结构，为了给网侧中部的出线留出足够的空间位置，阀侧绕组设计成上下2部分串联。这种结构下，换流变压器中部出线的交流1000kV线路需要穿过直流1100kV阀侧绕组，空间需求较大，在阀侧绕组串联断开的位置需要安装线圈静电环和角环，并且角环数量要达到数十层才能够满足绝缘的要求。由于阀侧绕组的匝数比调压绕组的匝数多，并且载荷电流较大，造成阀侧绕组的线规尺寸较大，绝缘更厚。以上因素造成阀侧绕组难以产生较大的空间，如果强制拉开，则方案4的经济性较差。

根据以上分析可知，方案2、4的布置方式既不经济也不可行。方案1与现有±800kV直流输电工程高端换流变压器的结构相比，只是将电压等级和绝缘水平简单提高，其优点是外部1100kV直流阀侧绕组的出线方式简单;方案3虽然采用了现有交流1000kV特高压出线的成功经验，有效解决了网侧出线问题，但是其内部阀侧绕组的出线困难。因此，经综合分析后推荐采用方案1的结构。

2 主绝缘电场计算分析

2.1 电场的有限元数学模型

换流变压器的绝缘为油和纸板构成的复合绝缘结构，在油纸复合绝缘域D内，电位［3-5］满足:

式中:C为区域D的边界;ε为电容率;ρ为电阻率;U为电位。采用有限元法对式(1)求解，相应的泛函数极值问题［4］为

2.2 交流电场的计算结果

换流变压器油纸复合绝缘结构在承受正弦交流电压时，其电场在不同绝缘材料中的分布为电容性分布，取决于不同材料的介电常数ε，其中变压器油为2.2×10－11F/m，油浸绝缘纸为3.5×10－11F/m，油浸绝缘纸板为4.4×10－11F/m;计算结果如图2～4所示。

图2中阀侧绕组耐受1260 kV的电压60 min，网侧和阀侧绕组均为地电位;图3中网侧绕组承受1100kV的电压5 min，阀侧绕组为地电位。从图4可以看出，介电常数较低的变压器油中电场强度较高，油中最大场强值为6.92 kV/mm，而介电常数相对较高的纸板中交流场强较低。

2.3 直流电场计算结果

换流变压器中稳态直流电场的分布取决于复合绝缘结构中不同材料的电导率值。阀侧绕组施加的直流电压为1745 kV，网侧绕组和调压绕组接地，此时上端部等位线分布如图5所示。

在计算建模时，变压器油的电阻率为ρ=1×1013Ω·m，绝缘纸的电阻率为ρ=5×1014Ω·m，绝缘纸板的电阻率为ρ=1×1015Ω·m，从图5中可以看出，稳态直流场的等位线多集中分布于电阻率较高的绝缘纸板中。

阀侧绕组上端部角环纸板中的最大场强值小于35 kV/mm，绝缘裕度满足工程要求。

2.4 极性反转电场的计算结果

换流变压器阀侧绕组施加反转电位时的最高幅值为±1340 kV，网侧和调压绕组全部接地。

进行极性反转试验时，不仅要检测油隙的绝缘强度，还应检测固体绝缘中的应力和沿面爬电应力。以往在计算反极性电场时通常采用静态方法，即在现有直流场上叠加1个具有2倍幅值的反极性交流电场，再计算出极性反转后的电场。这种计算方法对于固体绝缘中的应力和沿面爬电应力存在偏差，因此需要采用极性反转电压试验下的瞬态电场计算方法，但其精确度受到两方面的影响，在空间上受有限元计算场域剖分密度的影响，在时间上受时间离散方法的精度及时间步长大小的影响［6-10］。

在计算过程中，绝缘材料的介电常数取值如下:变压器油为2.2×10－11F/m;油浸绝缘纸为3.5×10－11F/m;油浸绝缘纸板为4.4×10－11F/m。电阻率的取值如下:变压器油为1×1013F/m;油浸绝缘纸为5×1014F/m;油浸绝缘纸板为1×1015F/m。由于极性反转场是瞬态场，各时刻的值有所区别，反转60 s时的等位线分布如图6所示。

由图6可知，等位线存在交叉和闭合的现象。产生这种现象的原因是:稳态交流电场和直流电场可以等效为静电场或恒定电场，而静电场为无旋场，电位存在唯一性，电位线永不交叉或闭合，但对于极性反转电场，电场的旋度已经不是0值，因此电位线存在交叉与闭合［11-16］。这种现象说明，模型上的电压在由正极性反转为负极性的过程中，绝缘介质的分界处出现了游离的空间电荷，此空间电荷的密度随着时间不断变化，在非导电的交界处产生了运流电流，由此产生的磁场变化造成了电场的旋度非0值。

3 结语

按照铁心和各绕组的不同排列顺序及绕组可采取的不同串并联方式，给出了4种整体布置方案，分析了各方案的优缺点，并推荐了优选方案。

计算了优选方案的主绝缘结构在交流、直流和极性反转工况下的电场，并给出了部分计算结果:在交流电场下，油中最大场强值为6.92 kV/mm，而介电常数相对较高的纸板中交流场强较低;在直流电场下，阀侧绕组上端部和下端部角环纸板中的最大场强值均小于35 kV/mm;在极性反转电场下，第60 s时纸板中的最大电场强度值小于25 kV/mm，绝缘裕度均满足工程要求。

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