劉堃，李凱，范彩云，常忠廷，胡四全

(1. 許繼集團有限公司，河南 許昌 461000；2. 許繼電氣股份有限公司，河南 許昌 461000)

0 引言

隨著“碳中和與碳達峰”目標的建立，我國正在加快發(fā)展可再生能源發(fā)電，同時不斷優(yōu)化電網(wǎng)結構[1 - 5]。為實現(xiàn)能源的可靠輸送，以晶閘管換流閥為核心設備的特高壓直流輸電通道已建設成為我國的能源輸送動脈[6 - 7]，而運行超過10年的換流閥部分組部件老化問題開始顯現(xiàn)。閥飽和電抗器是電、磁、熱、力等多物理場復合設備，受早期設計、材料、制造工藝的限制，閥電抗器表現(xiàn)出發(fā)熱、漏水及硅鋼片脫落等故障特性[8]。因此研究閥電抗器特性，分析與掌握過熱故障原因，是提升閥飽和電抗器可靠性的首要任務。

國內外對飽和電抗器的溫升特性和鐵心發(fā)熱做了大量研究[9 - 11]。如文獻[10]通過有限元仿真飽和電抗器單個鐵心損耗，得到單個鐵心損耗功率密度與鐵心溫度分布的規(guī)律。文獻[11]通過12脈動換流閥電路仿真，得出不同直流電流條件下飽和電抗器鐵心的損耗。但上述文獻均基于理想電抗器模型進行研究，且模型簡化處理，未能考慮實際設備結構工藝的復雜性與差異性，不能準確反映設備運行情況。

本文分析了閥電抗器技術特點和工作原理，提出了鐵心溫升近似計算方法，通過溫升試驗數(shù)據(jù)擬合，建立了飽和電抗器鐵心溫度數(shù)學模型。結合飽和電抗器測試及解體檢查結果，研究鐵心過熱原因。通過飽和電抗器燃燒仿真分析，研究閥電抗器火焰、煙氣、溫度3種燃燒指標變化規(guī)律。

1 閥飽和電抗器介紹

目前特高壓直流輸電工程換流閥中，飽和電抗器主要采用圖1所示的單線圈、圓周放射式鐵心布置的殼式結構[12]，具有結構強度高、通流能力強、抗震性能好、運行噪聲低等優(yōu)點。

圖1 飽和電抗器的結構Fig.1 Structure of saturated reactor

1.1 飽和電抗器原理

飽和電抗器是常規(guī)直流輸電系統(tǒng)中換流閥的關鍵設備之一，主要通過伏秒特性實現(xiàn)對換流閥晶閘管的保護，包括：分擔換流閥遭受的雷電、陡波等沖擊電壓；限制各種工況下晶閘管開通過程中的di/dt；阻尼換流變套管和閥的雜散電容與飽和電抗器產生的諧振[13 - 14]等。換流閥飽和電抗器典型參數(shù)如表1所示。

表1 飽和電抗器典型技術參數(shù)Tab.1 Typical technical parameters of saturated reactor

飽和電抗器利用鐵磁質材料磁化曲線非線性和磁導率非常數(shù)特性工作[15]。鐵心磁導率與鐵心飽和度成反比，磁感應強度增大時，磁導率將減小，鐵心接近飽和[16 - 17]。飽和電抗器等效電路如圖2所示。

圖2 飽和電抗器等效電路圖Fig.2 Equivalent circuit diagram of saturated reactor

圖2中，Ls和Rs分別為空心電感和電阻；Lp和Rp分別為非線性電感和非線性電阻，代表鐵心的電感和渦流損耗；Cs為電抗器兩端雜散電容；Lp和Rp為電流的函數(shù)，電抗器飽和后隨電流衰減。

1.2 飽和電抗器損耗分析

飽和電抗器損耗按照部件組成可分為線圈損耗和鐵心損耗。閥導通時電抗器線圈電阻因直流電流產生的損耗稱為線圈損耗或銅損，可根據(jù)式(1)計算[18 - 19]。此損耗主要由飽和電抗器損耗組成，通過閥水冷系統(tǒng)散熱。

(1)

式中：PCu為銅損；Id為直流電流；μ為換相重疊角；RCu為電抗器直流電阻。

鐵心損耗主要由閥開通、關斷時刻飽和電抗器電壓電流發(fā)生急劇變化而產生，包括磁滯損耗Ph、 渦流損耗Pc和附加損耗Pe。 根據(jù)Bertotti鐵損計算理論，得到單位質量硅鋼片在任意磁通密度波形下的鐵心總損耗計算公式[20 - 21]：

(2)

式中：PFe為鐵損；f為頻率；Bm為磁通密度幅值；kh、kc、ke、α為與鐵心硅鋼片材料有關的系數(shù)。

通過有限元仿真，采用最小二乘法對實測的損耗曲線進行擬合分析，可得出鐵心損耗系數(shù)。

1.3 飽和電抗器溫升分析

飽和電抗器的溫升包括鐵心和繞組溫升，由于不同類型電抗器設計存在差異，溫升特點也不同，本文針對鐵心封閉式飽和電抗器的溫升進行分析。

由于繞組線圈受到湍流的冷卻水散熱，繞組溫升較低，其最大溫升可按照式(3)計算。

(3)

式中：θCu為繞組線圈溫升；ρ為冷卻水密度；C為冷卻水比熱容；Q為冷卻水流量；R為水路和繞組的熱阻。

鐵心間接通過冷卻水路和空氣散熱，文獻[22]給出了計算鐵心溫升的經驗公式，如式(4)所示。

θFe=k(PFe/SFe)n

(4)

式中：θFe為鐵心溫升；SFe為鐵心有效散熱面積；k和n為經驗系數(shù)。

鐵心的溫度還可通過熱阻模型計算，電抗器運行達到穩(wěn)態(tài)時，鐵心為高溫區(qū)域，繞組和外殼為低溫區(qū)域，部分熱量由鐵芯向外殼傳導，并通過外殼散發(fā)至空氣中。鐵心溫度計算如式(5)所示。

TFe=Tcase+(P1+P2)Rθ

(5)

式中：TFe為鐵心溫度；Tcase為外殼溫度；P1為電抗器外殼對流散熱功率；P2為電抗器外殼熱輻射散熱功率；Rθ為鐵心至外殼熱阻。

鐵心熱量傳導至飽和電抗器外殼時，外殼溫度高于空氣溫度并加熱外殼附近空氣，熱空氣上升冷空氣下降，在外殼表面形成對流散熱，其功率計算如式(6)所示。

P1=hA(Tcase-Tair)

(6)

式中：P1為對流散熱功率；h為對流換熱系數(shù)；A為電抗器表面積；Tcase為電抗器外殼溫度；Tair為環(huán)境溫度。

根據(jù)熱力學斯蒂芬-玻爾茲曼定律，飽和電抗器外殼熱輻射功率取決于電抗器外形尺寸、表面排放因子及電抗器表面與周圍空氣溫差，外殼熱輻射功率計算如式(7)所示。

(7)

式中：P2為電抗器熱輻射功率；σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)；ε為輻射系數(shù)。

使用式(4)和式(5)兩種電抗器鐵心溫度計算方式可近似估算鐵心溫度，但未能結合閥飽和電抗器特有的運行工況，其計算結果與閥電抗器鐵心實際的溫度存在明顯偏差。本研究基于直流工程換流閥運行工況和閥飽和電抗器設計參數(shù)，結合鐵心溫升曲線，提出一種飽和電抗器鐵心溫度計算模型，如式(8)所示。

(8)

式中：Tin為電抗器入口水溫；TFe為鐵心溫度；U為換流變壓器閥側電壓；τ為時間常數(shù)；t為運行時間；α為觸發(fā)角；kT為擬合系數(shù)。

以某±800 kV/5 000 A直流輸電工程換流閥飽和電抗器為例，依據(jù)IEC 60700-1標準開展換流閥熱運行試驗，采用電抗器鐵心預埋測溫光纖進行溫度監(jiān)視，獲得電抗器鐵心溫升曲線，由試驗溫度曲線進行數(shù)據(jù)擬合結果如圖3所示，擬合得出的鐵心溫度函數(shù)如式(9)所示，根據(jù)鐵心溫度函數(shù)可得，電抗器穩(wěn)態(tài)運行后鐵心溫度為81.4 ℃。

圖3 飽和電抗器鐵心溫升曲線Fig.3 Temperature rise curve of saturated reactor core

(9)

式(9)中：進閥水溫為44.5 ℃，換流變壓器閥側電壓為174.6 kV，觸發(fā)角為43 °，均為試驗參數(shù)。時間常數(shù)65.5 min和擬合系數(shù)0.31 mK/V通過數(shù)據(jù)擬合得到。

2 飽和電抗器過熱故障分析

2.1 故障簡介

2020年某特高壓換流站巡檢時發(fā)現(xiàn)一臺閥電抗器表面溫度達到80.8 ℃，高于其他電抗器約20 ℃，其紅外熱成像如圖4所示。

圖4 閥電抗器紅外測溫圖Fig.4 Diagram of measured infrared temperature of a valve reactor

2.2 測試與解體檢查

飽和電抗器例行試驗結果如表2所示，該電抗器伏秒?yún)?shù)由150 mVs降低至137 mVs。

表2 飽和電抗器檢測結果Tab.2 Test results of the saturated reactor

開展飽和電抗器鐵心溫升試驗，復現(xiàn)過熱現(xiàn)象。試驗電壓波形為高頻方波，有功功率為600 W，進水溫度為50 ℃，額定冷卻水流量，試驗時間為6 h。鐵心溫度穩(wěn)定后，采用熱成像儀測量外殼溫度，不同編號鐵心位置溫度對比如圖5所示，其中T1位于外殼內圈，T2位于外殼外圈，T3位于外殼頂部。

圖5 不同鐵心位置電抗器表面溫度曲線Fig.5 Surface temperature curves of reactors with different core positions

將該電抗器解體，發(fā)現(xiàn)第7副鐵心至第10副鐵心間距過小如圖6所示。將所有鐵心進行損耗測試，測得第1～9副鐵心損耗在15.3～17.9 W/kg之間，第10副鐵心硅鋼片絕緣損壞，損耗無法測得。

圖6 閥電抗器解體圖Fig.6 Disassembly diagram of valve reactor

2.3 故障分析

電抗器的測試結果表明，該電抗器過熱位置出現(xiàn)在第10副鐵心處，測量發(fā)現(xiàn)第10副鐵心硅鋼片間絕緣失效短路，引起鐵心渦流損耗增加，導致電抗器局部過熱，同時鐵心失效區(qū)域的增加，造成伏秒?yún)?shù)降低。失效鐵心表面散片，其周圍聚氨酯材料出現(xiàn)變黑變硬的老化現(xiàn)象，驗證了該鐵心位置溫度過高的情況。

故障的根本原因為該電抗器制造缺陷，推測為C形鐵心接口端部絕緣處理存在缺陷，局部渦流損耗較大，引起故障鐵心局部溫升增加，導致鐵心缺陷位置附件絕緣進一步老化失效，持續(xù)惡化后鐵心溫升明顯增大。另外，解剖后發(fā)現(xiàn)鐵心位置分布不均勻，推測生產過程中鐵心位置未能可靠固定，電抗器內部澆筑聚氨酯材料時鐵心發(fā)生位移，導致部分鐵心間距過小，電抗器運行時鐵心熱量集中，也加速了絕緣材料老化。

由于鐵心渦流產生的磁場方向與勵磁電流產生的磁場方向相反，渦流產生的反磁化作用，使鐵心片中心磁場強度最低，邊緣磁場強度最高。由于第10副鐵心渦流損耗增加，其去磁作用更為明顯，導致其整體磁通密度降低，根據(jù)式(10)得出飽和電抗器的電壓時間面積參數(shù)降低。

(10)

3 閥電抗器起火演化過程分析

如果飽和電抗器持續(xù)過熱，在極端情況下，例如其水路被堵塞，鋁線圈得不到有效冷卻等情況，溫度持續(xù)升高，將達到電抗器絕緣材料燃點，可能演化為起火事故。為研究飽和電抗器起火燃燒蔓延過程及影響，采用火災場模擬軟件(fire dynamics simulator，F(xiàn)DS)開展閥塔火災仿真計算。FDS是針對火災中流體運行仿真的計算流體動力學軟件，通過求解火災浮力驅動的低馬赫數(shù)流動的N-S方程，重點計算火災中煙氣和熱傳遞過程[23 - 24]。閥電抗器燃燒仿真中，用于描述煙氣的流動與傳熱過程的控制方程如式(11)—(14)所示。

質量守恒方程為：

(11)

式中：ρ為密度；u為速度矢量；t為時間。

組分守恒方程為：

(12)

動量守恒方程為：

(13)

式中：p為壓力；g為重力加速度；f為作用于流體上的重力除外的外力。

能量守恒方程為：

(14)

對包含閥電抗器的閥塔進行仿真建模，如圖7所示。

圖7 單個閥塔仿真模型Fig.7 Single valve tower simulation model

由于閥塔內各類聚合物材料均為阻燃材料，聚合物的阻燃劑和各類添加劑種類繁多且比例復雜，從分析結果的保守性角度考慮，在模型中各類可燃物參數(shù)均設定為阻燃材料的燃燒參數(shù)。文獻[25]研究表明，添加阻燃劑會使得可燃物引燃時間增長、釋熱量減小，部分可燃物還具有低毒、消煙的作用。因此與閥塔內真實火災情況相比，本閥塔火災工況仿真結果具有更高的火災危險性。

閥電抗器模型中的填充材料為聚氨酯，接下來按文獻[25]設定熱釋放速率、產煙率以及CO生成率等輸入?yún)?shù)，假設閥塔最底部單個飽和電抗器故障起火，仿真起火燃燒演化過程。

3.1 火焰蔓延仿真

火焰蔓延仿真采用大渦數(shù)值模擬方法，把熱湍流瞬時運動通過濾波方法分解成大尺度運動和小尺度運動兩部分，大尺度量通過數(shù)值求解微分方程直接計算，小尺度運動對大尺度的影響通過建立亞格子模型來模擬。

閥電抗器表面為環(huán)形結構，電抗器內部的聚氨酯材料單位面積的熱釋放速率和火源面積也相對有限。電抗器內部的聚氨酯材料單位面積的熱釋放速率，在起火后90 s后達到穩(wěn)定，約110 kW。仿真火焰蔓延過程，起火后10 s時火勢處于初始階段，火焰高度較低；起火25 s時火勢逐漸增強，火焰高度逐漸增大，在100 s后燃燒逐漸進入穩(wěn)定階段，起火后火焰蔓延過程如圖8所示。

圖8 起火后火焰蔓延過程示意圖Fig.8 Schematic diagram of flame spread process after catching fire

3.2 火場溫度仿真

火場溫度作為起火現(xiàn)場重要的分析指標，火源上方不同高度處溫度隨時間變化曲線如圖9所示。飽和電抗器聚氨酯材料燃燒時，熱釋放速率和火焰高度均較大，在火焰上方0.05 ～0.85 m高度范圍內，火焰溫度基本呈現(xiàn)越靠近火焰溫度越高的趨勢，并在起火后80 s達到穩(wěn)定狀態(tài)，溫度范圍基本在300～550 ℃，若起火時間較長，則可能對上部閥層元件的正常運行造成影響。

圖9 不同高度處溫度隨時間變化曲線Fig.9 Temperature curves against time at different heights

3.3 煙氣蔓延仿真

聚氨酯材料的產煙率可達22%，燃燒過程中產煙量較大。起火后10 s，燃燒所產生的煙氣已經蔓延至閥塔頂部屏蔽罩高度處并逐漸聚集；起火后20 s，煙氣蔓延至懸吊結構和上部光纖高度處同時由頂部屏蔽罩兩側溢出向上蔓延；起火后45 s，煙氣生成量進一步增大，更大量的煙氣通過頂部屏蔽罩蔓延至上部區(qū)域中；起火后90 s，煙氣蔓延示意圖如圖10所示，此時閥塔懸吊結構和光纖處的煙氣濃度繼續(xù)增大，火災所產生的煙氣幾乎將懸吊結構完全遮蔽，此后產煙量不再增大，產生的煙氣逐步擴散到閥廳中。

圖10 起火90 s后煙氣蔓延示意圖Fig.10 Schematic diagram of smoke spread 90 s after ignition

3.4 仿真結果分析與建議

電抗器起火100 s后燃燒逐漸進入穩(wěn)定階段，火焰高度、產煙量、火源區(qū)域附近溫度達到穩(wěn)定。由于閥塔整體采用阻燃材料設計，因此燃燒擴散速率有限。

實際工程中，飽和電抗器聚氨酯材料中添加了阻燃劑，且外部為阻燃聚酯外殼，繞組通過冷卻水散熱，起火風險低，并且閥廳內配置全面的紅外、紫外、煙感等監(jiān)測系統(tǒng)，能夠在第一時間檢測到異常狀況，并啟動相應的保護策略，因此本文仿真結果嚴重程度高于實際情況。

為降低飽和電抗器起火風險，應避免元件故障發(fā)生，確保冷卻水路可靠運行，避免出現(xiàn)滲水、漏水和阻塞等情況；還應提升換流閥內聚合物的阻燃等級，保證在聚合物材料被引燃后最大限度地減小過火面積，降低起火損失。

4 結論

本文主要分析推導了飽和電抗器損耗和溫度的關系，建立鐵心溫度模型，采用飽和電抗器鐵心等效溫升試驗，復現(xiàn)了現(xiàn)場運行時故障鐵心發(fā)熱問題，通過電抗器解體檢查，定位故障原因，最后針對極端情況下電抗器起火蔓延過程進行仿真，結論如下：

1)建立飽和電抗器鐵心溫度模型，并以某直流工程為例，通過飽和電抗器溫升試驗數(shù)據(jù)擬合，獲得鐵心溫度與運行時間的函數(shù)關系。

2)電抗器鐵心在線圈上的布置應均勻，避免鐵心位移帶來的電抗器內部熱量的集中；若C形鐵心接口邊緣處存在缺陷，長期運行易引起鐵心邊緣的絕緣損壞，導致電抗器伏秒特性降低。

3)通過飽和電抗器燃燒仿真表明，電抗器起火100 s后，火勢蔓延進入穩(wěn)定階段，火焰高度、產煙量、火源區(qū)域附近溫度達到穩(wěn)定，短期內火情不會擴散至相鄰閥層。