1000 kV特高压变电站高抗用管型母线末端电场抑制研究

张明瀚，王 奎，童岩峰

（1.南京铁道职业技术学院，南京210031；2.南京千智电气科技有限公司，南京210031）

0 引言

随着电网改革的不断推进，1 000 kV特高压输电工程越来备受关注，作为中间环节的特高压变电站的研究也日益加深。在变电站内部错综复杂的高压电缆中，管型母线不仅负责高压电抗器（高抗）与电网中输电导线的连接，而且也是与站内各电力设备相连接的导体，因此，它的安全、稳定运行为变电站以及整个输电网络提供强有力的保障。管型母线（管母）具有安装方便，跨距长，架构简明，占地面积小，短路容量大等特点，其中，额定工作电压高、额定工作电流小的硬铝圆管型母线在实际工程应用中，使用较为广泛，其中空的构造、光滑的表面有利于提高电晕的起始电压[1]。

文献[2]通过研究均压环与绝缘子之间的距离所引起的场强变化，加设不同管径的均压环来抑制绝缘子表面的电场强度；文献[3]为了降低末端塔耐张绝缘子串均压环表面的场强，采取了在末端塔耐张绝缘子串的均压环和屏蔽设备之间加设均压环来抑制场强；文献[4]研究高海拔变电站内金具表面的电晕特性，通过优化均压的结构，得出均压环管径为130 mm时，可以满足500 kV，4 000 m海拔的变电站运行要求；文献[5]通过建模优化特高压复合绝缘子均压环结构，达到抑制均压环和绝缘子沿面场强；文献[6-7]以均压环表面最大承担电压为目标，优化均压环数量及均压环结构，研究避雷器均压环表面电场及配置数量的特点。文献[8]采用有限元与神经网络方法对超高压合成绝缘子均压环结构进行优化，研究均压表面的电场分布特点。针对管母末端结构的特点及其下方均压空间位置特殊性，笔者重点研究管母末端不同封闭形式所产生的电场强度变化与均压环表面电场强度之间的关系。

目前国际上尚无关于工频电场强度限值的统一标准，根据当前国内的电力发展现状，我国在国际非电离辐射防护委员会（ICNIRP）导则的基础上，修订了特高压变电站工频电场设计强度，要求变电站设备局部区域表面电场强度≤15 kV/cm[9-10]。

由于二维模型无法直接观察均压环、母线等表面场强，故笔者通过有限元分析软件ANSOFT，进行三维建模、仿真计算、分析高抗顶端硬铝管母线末端发生的电晕现象，并通过优化管型母线末端的封闭形式、调整线夹及均压环的位置来抑制管型母线末端的电场，改善均压环表面的场强。

1 模型计算原理

本文存在不同的三维几何模型，使用有限元法对特高压管母末端金具表面进行电场求解时，效率和精度都很高，因此可采用有限元静态场对模型进行求解计算[11-14]。

在静电场中，电位函数φ(x,y,z)满足Laplace方程，则边值问题为

式中，V为电极上施加的电压。

在不同介质（绝缘材料和导电媒质）的分界面上，场量应满足以下衔接条件：

式中：ε为绝缘材料的介电常数：ξ为导电媒质的电导率。

则三维静电场边值问题使用对应的泛函数描述为

在求解域被剖分为en个单元后，泛函数极值描述为

其中，为剖分单元节点的电位矩阵，而各点处的场强通过E=-∇φ求得。

由式（1）至（6）可知，在模型计算的时候，应做到如下两点：

1）精细建模，对于模型的尺寸保持与实际模型相符合。对于重点研究的部分，均压环、管母及管母末端盖板进行详细剖分。

2）对于边界条件，整个求解域采用自然边界条件，距离水平面的地面施加0电位，式（7）为高电位导体（管型母线）施加电压为1000kV特高压交流系统运行的最高相电压峰值。

2 管母末端电场特性分析

2.1 计算模型

本文的计算模型如图1所示。

在实际工程中，高抗出线、出线套管顶端及油枕可以很好的被下层均压环起到屏蔽电场的作用[15]，而线夹是用来实现高抗出线与管母线之间的软连接，因此，在该图中省略高抗顶端的套管、油枕及高抗出线。

为对比分析，采用不同半径形式的盖板来封闭管母末端，进而研究管母末端的电场特性。

图1 管状母线计算模型Fig.1 The calculation model of tubular busbar

图1中，该模型的求解域（空气域）为35 m*12 m*50 m，管状母线外半径为125 mm，内半经为115 mm，管状母线长25 m，距离地面17.5 m；两个均压环的外半径和管半径相同，分别为570 mm，118 mm，上下两个均压环之间的距离为110 mm[16-17]，上层均压环距管母外径下方100 mm处。

分别采用半径为250 mm、125 mm两种形式的盖板和半径为250 mm的屏蔽球封闭管母末端；线夹采用侧面对称开椭圆孔的方式，避免局部过热，引起高温氧化，导致管母非正常工作[18]。施加电压源激励以式（7）为准，本文在求解模型均采用手动加密剖分，以期获得较为准确的电场强度分布图。

2.2 电场特性分析

2.2.1 管母末端无盖板电场特性

如图2所示，为母线末端无盖板（模型Ⅰ）场强分布，场强畸变严重，母线末端凸起部分，场强高达24.606 kV/cm，超过特高压交流站内金具表面起晕场强（约23 kV/cm）6.98%，而且上层均压环部分表面的场强也大于15 kV/cm，这直接导致均压环的屏蔽负担增大。

图2 管母末端无盖板电场强度分布Fig.2 The electrical field distribution of the end of the model of tubular busbar

2.2.2 管母末端增设盖板电场特性

图3为管母末端采用半径为250 mm的圆弧形盖板（模型II），图中可以清晰的看出，母线末端与盖板连接处，出现明显的畸变电场，场强最大值为16.867 kV/cm，但较图2中的场强值下降约31.4%，上层均压环表面的最大场强也较图2有所改善，为14.77 kV/m。

图3 管母末端增设圆弧盖板场强分布Fig.3 The electrical field distribution of the end of the model of tubular busbar with circular plate

由图2、图3可以说明，增加盖板的必要性和重要性，这使得母线末端的电场强度得到了良好的抑制，但是局部场强仍超过金具表面控制的电场强度。

图4 管母末端增设与管母等外径半球场强分布Fig.4 The electrical field distribution of the end of the model of tubular busbar with diameter hemisphere

图4为母线末端加增设与管母等外径的半球（模型Ⅲ），图中显示，最大电场强位于半球形为16.384 kV/cm，上层均压环的最大场强为12.889 kV/cm。

图4比图2、图3中的场强得到了进一步的抑制，母线末端的电场分布也变得更加均匀，由于采用半球形结构，使得管母末端与盖板的接触更加平滑，而且不易产生较强的畸变电场，该半球的半径相对较小，高场强基本分布在半球的表面，同时也证明了图3中电场值偏大是由于圆弧盖板半径取值过大引起。

2.2.3 管母末端增设屏蔽球电场特性

图5为采用屏蔽球封闭管母末端（模型Ⅳ）的形式，由于采用球的直径为500 mm，超过管母外直径250 mm，导致与管母下方100 mm处的均压环相接触，因此不适合直接与管母连接，本文在球与管母之间通过200 mm铝棒，实现管母末端与球的衔接作用。图中，显示管母末端的最大场强分布在管母与均压环之间，最大值为11.169kV/cm，远小于15kV/cm，比图3最大场强下降约33.83%，屏蔽球的作用十分明显，即增大电极半径，使得周围场强得到良好的改善。

图5 母线末端增设均压球场强分布Fig.5 The electrical field distribution of the of tubular busbar with shielding electrode

加装屏蔽球可以对管母末端的电场起到良好的屏蔽作用，同时也降低了均压环的屏蔽负担，考虑到屏蔽球体积及重量较大，在工程中不方便安装，其次直接导致经济成本上的增加。模型Ⅲ中的场强并不符合站内局部电场强度的控制要求，为避免电晕发生，下文采用模型Ⅲ作为深入研究的对象。

由于均压环不仅具有均压的效果，同时也具有屏蔽电场的作用，其位置对电场屏蔽的效果尤为重要[2，19-21]，为此采用下文的研究策略来抑制模型Ⅲ中的电场强度。

3 均压环坐标优化策略

3.1 均压环空间坐标分析

以上4种模型中，均压环相对管母末端的空间坐标未发生变化，通过各模型中均压环处的电场分布图，可以看出均压环与管母之间的电场耦合相对明显，因此，以下对均压环的空间坐标进行调整，来研究分析管母末端与均压表面电场强度。

本文做了5组对比性仿真，如表1所示（表中方向以模型Ⅲ中方向为基准），进行模型参数设置。

表1 模型建立方式Table 1 The pattern of model established

表2 最大场强值及其分布特征Table 2 Maximum field strength and its distribution characteristics

从表1、表2可知，均压环、线夹相对母线的位置对金具表面的电场强度有着十分重要的影响，即均压环不宜与管母距离较近，且5种建模方式中，编号1～3与5，场强最大值都出现在⑤上，因此，实际设计过程中，应重点考虑⑤上的场强变化。

由于编号4、5中的电场强度最大值明显过高，因此取编号1～3上电场强度进行分析，图6为沿盖板弧线表面2 mm上的电场强度曲线，图7为上均压环表面2 mm上的电场强度曲线。

图6中，编号2沿弧线的场强变化表明，半球盖板上的电场强度变化波动较小，编号1、3都呈现出较为突出场强变化。

图7中，均压环表面的场强都小于15 kV/cm，编号1、2场强曲线基本重合，且最大值出现位置发生偏移，由于二者的整个场强最大值均分布在⑤上，同时编号2均压环多偏移0.2 m，因此编号2的0 m处的场强较低，均压环表面的场强最大值略高于编号1上的场强；编号3相对2向右移动0.2 m的线夹，则最大值相对编号2的出现的空间位置也发生了偏移，可以看出编号2、3电场强度曲线的重合度最高，由于局部移动线夹金具，导致编号3的电场强度略增大，由编号2的10.525 kV/cm变为11.028 kV/cm，但是变化率仅为4.78%，影响很小。

图6 沿盖板弧线表面2 mm上的电场强度分布Fig.6 The electrical field distribution of the of tubular busbar with 2 mm circular plate

图7 上均压环表面2 mm上的电场强度分布Fig.7 The electrical field distribution on the 2 mm surface of the upper shielding ring

虽然编号3的场强符合限值，但是其裕量较小（考虑高抗出线），综合表3及图6、图7选择编号2的方式作为优化结果。

3.2 优化效果对比

编号2的电场分布图如图8所示，通过获取图8、模型Ⅲ中盖板和上均压环的电场分布图（与编号1～3电场强度取值方式一致），如图9、图10所示。

通过图8、图9可以清晰地发现，模型优化后，管母末端场强分布较均匀，场强曲线幅度变化缓和，而且盖板表面出现较为对称的场强曲线，这说明充分利用均压环的屏蔽作用，对场强的抑制达到了较为明显的效果。

图10中，可以发现，由于模型Ⅲ中的均压环空间位置与管母较近，对应最大电场强度为12.899 kV/cm，而优化后的场强，其电场强度明显变小，这说明均压环和管母距离较近引起均压环表面场强过高的原因，随着均压的空间位置的偏移，均压环表面的电场强度也逐渐发生偏移并呈现减弱趋势，因此说明该优化方式的正确性。

图8 改进模型电场强度分布图Fig.8 The electrical field distribution of the improved model

图9 模型Ⅲ和编号2盖板表面电场强度分布Fig.9 The electrical field distribution on the surface of circular plate of modelⅢand number 2

图10 模型Ⅲ和编号2均压环表面电场强度分布Fig.10 The electrical field distribution on the surface of shielding ring of modelⅢand number 2

通过对均压环及线夹的空间坐标进行相应的调整，得出一个较为满意的均压环空间布置模型，并通过优化前（模型Ⅲ）与优化后（编号2）的盖板及均压环表面的电场强度进行比较，进一步得出优化后的模型管母末端电场强度呈现出波动幅度小，变化缓和、分布均匀的特征。

4 结论

通过有限元三维建模，分析各种形式管母末端盖板的结构，并对相关模型的电场强度进行分析，得出可以进一步改进的模型；通过线夹及均压环空间坐标的调整，得出优化后的模型，并对优化前后两个模型的电场分布图与对应位置的电场强度进行比较，获得满足特高压交流站内局部表面电场强度抑制模型，同时得出如下三点结论：

1）为避免起晕现象的发生，管母末端需要加设与管母末端过渡平滑的盖板，以此避免管母末端出现结构上的明显凸出，导致电晕发生。

2）均压环与管母之间距离要适当，管母与均压之间的距离较近时，均压环上的电场强度较高；距离增大时，容易导致管母末端出现较高的电场强度。

3）该模型中未对高抗出线电场强度进行探讨，在实际工程中，高抗出线通过出线套管，仅有出线口处才会出现较强的电场畸变现象，（考虑裕量之后）下层均压环是可以完全承担该部分的场强抑制作用。

通过建模、仿真分析，对特高压交流站内管母末端的电场进行单独的研究，分别探讨了管母末端几种封闭形式及线夹与均压环空间坐标变化，不仅论证以上三点的正确性，同时也为深入研究站内整个管母连接系统提出了良好的方法指导。因此，不仅有利于站内管母末端电场屏蔽问题的研究，同时对实际工程设计具有积极的参考价值。

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