王陆璐，熊 易，汤 霖，左中秋，陈 曦

（1.中国电力科学研究院，武汉 430074；2.中国舰船研究设计中心，武汉 430064）

0 引言

随着中国特高压交流输电技术的全面推广和完善，技术人员在过电压与绝缘配合技术上积累了较多的经验，同时避雷器制造技术和工艺也有了大幅提高。文献[1]提出为了优化绝缘配合，降低特高压变电站的过电压水平或降低对设备的绝缘水平，提高工程经济性，通过对特高压变电站金属氧化物避雷器（以下简称UHV MOA）在不同系统过电压下吸收的最大能量的计算，以及对我国几个特高压避雷器制造企业的电阻片在荷电率为95%条件下的老化性能试验的分析，指出我国1000 kV变电站MOA的额定电压由828 kV降低至804 kV甚至更低（如780 kV）是安全和可行的。

MOA作为电力系统中重要的保护设备，其自身的安全可靠对系统的稳定运行具有重要作用。MOA运行时，由于导体间杂散电容等因素的影响，使得MOA电阻片上的电位分布不均匀，部分电阻片荷电率升高，导致避雷器的热稳定性和老化性能降低，从而加速这部分电阻片的老化，影响MOA的安全稳定运行寿命，严重时甚至导致MOA热崩溃[2-6]。关于避雷器电位分布的研究已有较多成果，主要包括数值仿真计算和试验实测两种方法。有限元方法对于避雷器这类含有多介质产品的电场问题具有一定的优越性[7-16]。仿真计算中，边界条件的处理、模型等效简化及其电场分析都已有了较多报道[17-21]。在试验实测方面，前期研究中主要采用光纤电流法测量MOA电位分布，目前也有部分机构采用无线测量装置进行试验，研究对象均为常规型号的超、特高压避雷器。对于降低额定电压的UHV MOA电位分布特性还未见文章报道。MOA额定电压降低，意味着其内部电阻片需要承受更高的荷电率，因此定量研究这种高荷电率MOA的电位分布特性对其可靠运行是非常必要的。

笔者以降低额定电压至780 kV的Y20W-780/1526型UHV MOA样机为研究对象，先根据电场数值计算方法，在Ansys软件中建立MOA样机的3D有限元仿真模型，分析不同均压电容配置情况下MOA的电位分布特性，选出技术经济指标最优的电容配置方案，再以此方案进行试验实测，对比分析计算值与试验值的差异，分析样机的电位分布特性能否满足工程要求。

1 模型及计算方法

正常情况下，MOA长期在工频持续运行电压下工作，处于低电场区域，泄漏电流仅有几十微安，其中容性电流分量远大于阻性电流分量，当忽略阻性电流影响时，MOA模型可采用等效电容网络进行简化。避雷器内部电阻片轴向电位分布主要由电容决定，因此可将MOA电位分布问题近似地转化为静电场问题求解[3，12]。由于特高压避雷器结构复杂，其电场并不是轴对称的，因此本文为精确计算在ANSYS有限元仿真软件中对Y20W-780/1526型交流无间隙金属氧化物避雷器3D模型进行电位分布计算。

实际MOA周围电场为无限场，在模型分析中，为了能采用有限元法求解这一开域问题，施加人工截断边界将MOA电场的无界域问题近似为有限域问题。文献[5]指出在计算开域电磁场时，当计算边界取模型实际尺寸的3～5倍时，即可满足计算精度的要求，本文以半径30 m、高70 m的圆柱面作为截断边界，3D模型及样机结构尺寸见图1。

模型中Y20W-780/1526型避雷器由5节元件构成，自高压端至低压端元件编号依次记为1—5，MOA芯组为4柱电阻片并联结构，每柱218片，电阻片尺寸为ϕ128 mm/ϕ32 mm×23mm。为了建模方便，在SolidWorks软件中按照Y20W-780/1526型避雷器的实际装配尺寸结构搭建3D模型，再将模型导入ANSYS15.0软件分析，模型内部结构见图2。避雷器本体以及有限空气区域“空气2”、“空气3”采用Solid122单元分析，由于“空气1”与避雷器本体紧邻，其形状不规则，采用Solid123单元分析。

图1 Y20W-780/1526型MOA三维模型及结构Fig.13D model of Y20W-780/1526 type MOA

图2 Y20W-780/1526型MOA模型的内部结构Fig.2 Internal structure of Y20W-780/1526 MOA model

在静电场中，由于金属内部场强为零，整个金属为等位体，将法兰、均压环、悬浮电位等部件的体积模型的所有节点电位进行“耦合”，即强制使其等电位。最下节元件法兰、金属支架与大地设为等电位，最上节元件法兰和均压环设置等电位。处理电阻片时，根据电阻片的电容值，按照式（1）计算出其相对介电常数，并作均匀介质处理。单节避雷器元件内采用均压电容器柱与MOA连接的结构，通过改变电容器柱内每个电容器单元和铝垫块的相对介电常数赋值来调节电容量及其排列方式。处理均压电容器时，将单个电容器单元的电容量通过式（1）换算成相对介电常数εr进行计算。

避雷器本体、均压环及有限空气区域“空气2”、“空气3”采用具有高精度的“体扫掠”（VSweep）剖分，“空气1”以及金属法兰等区域由于其形状的不规则性，采用三角形自由（Free）剖分，以保证计算结果的精度。在模型高压端施加持续运行电压638 kV，计算避雷器轴向电位分布。

2 5种均压方案下的电位分布计算结果

目前产品设计中，优化MOA电位分布特性主要从调节均压环的尺寸结构和内部布置并联均压电容两方面考虑。本文在不改变现有特高压避雷器均压环、法兰等外部结构的前提下，通过调整MOA内部均压电容量及布置方式来优化其电位分布，这种方法能够减少制造厂对现有产品的修改，降低制造厂的研发成本。

仿真计算按照产品设计的5种均压电容器布置方案进行。各元件均并联4柱均压电容器，每柱由46个电容器串联组成，每柱内单个电容器的电容量取值见表1。文献[12]指出，均压电容柱中的电容器排布结构对均压效果有影响，电容器相对集中在电容柱中间，对电阻片电位分布改善效果最好。因此本文在建模时，将各电容器相对集中地布置在电容柱中间，具体布置方式见表2。

表1 Y20W-780/1526型MOA均压电容配置方案Table 1 Structure parameters of the capacitors on Y20W-780/1526 type

表2 单个电容柱中电容器与铝垫块排布结构Table 2 Structure parameters of capacitor column

各方案下的电阻片电压承担率计算曲线见图3和图4。

MOA电位分布不均匀系数Kvi由电阻片电压承担率最大值Vimax与平均值之比表示，反映了MOA电位分布的均匀程度。由图3和图4可知，方案1-5的Kvi值依次为1.081、1.088、1.075、1.080、1.072。总体看5种方案的MOA电位分布趋势近似：受高压导线及均压环电场分布影响，元件1下部至元件2中上部区域的电阻片电压承担率较其他区域高，MOA总体呈现出越远离高压端的电阻片电压承担率越低的趋势，元件5中下端电阻片因受对地杂散电容影响电压承担率呈现小幅回升趋势。方案2中元件3未并联电容器，其他4种方案中元件1—3都并联4柱电容器。方案2因元件3处无均压电容，导致元件3中电阻片电压承担率较高，整体Kvi值也最大。方案3和方案5的电位分布相较于其他3种方案的电位分布更为均匀。方案5的电位分布不均匀系数Kvi较方案2小1.47%；方案5与方案3的Kvi十分近似，仅比方案3低0.28%，且方案5中使用的均压电容量小于方案3，在工程上能更节省成本，因此本文选择对样机按照配置方案5进行试验实测分析。

图3 均压电容布置方案1、2、4的MOA电位分布曲线Fig.3 The potential distribution cure of MOA with the grading shunt capacitors configuration scheme 1，2，4

图4 均压电容布置方案3、5的MOA电位分布曲线Fig.4 The potential distribution cure of MOA with the grading shunt capacitors configuration scheme 3，5.

3 试验测试

试验采用无线测量系统，可实现上位机与测量传感器的双向通讯，不需要复杂的安装设备且不影响MOA的正常组装，只需将入端阻抗远小于电阻片阻抗的数字式传感器插入MOA一柱电阻片之间，通过测量流过电阻片的全电流反映其电位，各电阻片的电流承担率即代表其电压承担率。无线传感器尺寸小、抗压性能好，几乎不改变被测MOA内部电场分布，测量系统结构原理见图5。

图5 无线测量系统结构图Fig.5 The structure of wireless measurement system

试验在一台Y20W-780/1526型交流无间隙金属氧化物避雷器样机上进行，其额定电压Ur为780 kV，持续运行电压Uc为638 kV。试品结构见图1，由5个避雷器元件串联而成，与仿真计算采用的编号一一对应；避雷器总安装高度约为13142 mm，单节元件高度均为2360 mm，底座高度为582 mm，第1、2节避雷器元件瓷套外径630 mm，第3、4、5节元件瓷套外径750 mm。

避雷器芯组为4柱电阻片并联结构，每柱电阻片共218片，每片高度23 mm，将每节元件内电阻片分为5个单元。元件1、元件2中前3个单元均有9片电阻片，后两个单元各8片，每节中一柱共43片；元件3、4、5中前4个单元均有9片电阻片，最后一个单元有8片，每节中一柱共44片，电阻片尺寸为ϕ128 mm/ϕ32 mm×23mm。避雷器元件1、2内各布置8个测量传感器，元件3、4各布置7个测量传感器，元件5内布置6个测量传感器，整只避雷器共计36个测量传感器。测量传感器布置位置见图6。

图6 试品内部传感器布置示意图Fig.6 The layout schematic diagram of the internal sensor

Y20W-780/1526型MOA布置在高5.2 m、直径630 mm的圆柱形金属支架上，试验区域30 m内无高于2 m的物品，以减小临近效应对试验结果的影响。试验用变压器、分压器及避雷器以直线型排开。为减小测量误差，测量时待到加载的持续运行电压稳定后再读取电流传感器的测量数据，尽量减小因电压波动带来的测量误差。

4 试验与仿真计算结果分析

试验测得的Y20W-780/1526型MOA电阻片电流承担率数据见表3。

表3 Y20W-780/1526型MOA（均压方案5）电流承担率测量结果Table 3 Test data of MOA current loading rate on Y20W-780/1526 type

电流承担率最大值出现在元件2中上部的11号传感器位置，其电流承担率为108.1%。由于电流承担率反映对应电阻片的电压承担率，依据表3数据绘制MOA电阻片电压承担率曲线，并与前文中方案5计算曲线对比，如图7所示。图7中两条电压承担率曲线的变化规律基本一致，11号传感器的电压承担率与仿真计算中对应位置电阻片的电压承担率相对偏差为1.98%；元件2下端16号传感器电压承担率测量值与对应位置电阻片计算值的相对偏差最大，其相对偏差值为7.32%。元件1、元件3及元件4的仿真计算值与试验值吻合度较高，相对偏差在3.49%以内，元件5的仿真计算值与试验值相对偏差稍大，在3.91%以内。

图7 MOA电位分布计算值与试验值比对曲线Fig.7 The comparison curve of the MOA potential distribution calculated values and test values

仿真计算时，电阻片的高度、相对介电常数等参数均假设是一致的，但实际中装配整只UHV MOA所用的电阻片不可能完全相同，各参数有一定的变化区间。为准确分析Y20W-780/1526型MOA的电位分布，还应考虑电阻片任意组装时电容分散性对电位分布的影响[22]。

式中：i=1，2，3，…，n取Kv最大值；Kv为 杂散电容引起的电压分布不均匀系数；Ui为第i片电阻片两端的电压（折算成平均厚度）；Ci为第i片电阻片电容值（折算成平均厚度）；C—为电阻片的电容平均值（折算成平均厚度）；Uc为MOA的持续运行电压；n为MOA中电阻片的片数。

将式（3）代入式（2）得：

式中：Ii为试验测得的电流值；f为50 Hz。

根据表3中的试验结果知，由杂散电容引起的电位分布不均匀系数Kvmax为0.081。

Kc为电阻片电容分散性引起的电压分布不均匀系数，根据避雷器制造厂提供的试品电阻片电容量等数据，按照式（5）计算得Kc=0.015。整只避雷器的电压分布不均匀系数计算如下：

即降低额定电压至780 kV的Y20W-780/1526型交流特高压电站中避雷器电位分布不均匀系数为1.1296。试验结果满足特高压避雷器技术规范中规定的有均压结构的避雷器电位分布不均匀系数不应大于1.15的要求[22]。

5 结论

避雷器电位分布的研究已经累积了许多成果，但因特高压避雷器产品价值高、体积庞大、安装复杂、试验设备要求高等因素，其电位分布研究多见于仿真计算结果的报道，可对比参考的试验实测数据很少。而降低额定电压的特高压避雷器电位分布特性更未见定量的报道。因此本文在限定不改变现有特高压避雷器外形结构的基础上，采用调整MOA内部并联均压电容配置，通过仿真计算和试验实测两种方式研究Y20W-780/1526型特高压避雷器电位分布，得出以下结论：

1）Y20W-780/1526型避雷器电压承担率仿真计算曲线与试验曲线变化规律基本一致。计算法与实测法所得电阻片最大电压承担率出现位置一致，电阻片最大电压承担率计算值与试验值相对偏差为1.98%；两种方法的电压承担率曲线中最大相对偏差为7.32%，出现在元件2下端位置。

2）考虑电阻片电容分散性对电位分布的影响，通过试验及计算得出的Y20W-780/1526型MOA电位分布不均匀系数为1.1296，满足工程技术规范要求，研究结果可为特高压交流避雷器降低额定电压设计提供参考。