屏蔽金具對混合式直流斷路器多斷口串聯機械開關電壓分配的影響與優化

王華清，黃道春，雙明鏡，李慧鵬，陳鑫，邱逸群

(武漢大學電氣與自動化學院，湖北 武漢 430072)

0 引言

柔性直流輸電系統短路故障具有發展速度快、幅值高、對系統沖擊大的特點，對直流斷路器的開斷速度和安全性提出了較高要求[1－2]。混合式直流斷路器結合了機械式直流斷路器和全固態式直流斷路器的優點，能夠在數毫秒內實現短路電流的開斷，且通態損耗較小，因而成為了高壓直流斷路器領域的研究熱點[3－5]。

混合式直流斷路器的拓撲結構主要包括主支路的快速機械開關及輔助開斷模塊、轉移支路的電力電子開斷單元和吸能支路的避雷器三個部分[6]。為保證斷路器的速動性，混合式直流斷路器的快速機械開關常采用多斷口串聯設計[7]。根據混合式直流斷路器的工作原理，在分斷過程中快速機械開關可實現無弧分斷。在無弧分斷條件下，由于混合式直流斷路器內部結構較為復雜，組件間的雜散電容導致快速機械開關各斷口間的電壓分配不均勻，須采用合適的均壓措施。

目前我國已對混合式直流斷路器的多斷口串聯機械開關均壓設計方案開展了較多研究，其均壓設計以電容或阻容均壓為主。文獻[8]采用并聯均壓電容1 000 pF、電阻40Ω的阻容均壓方案，實現了160 kV機械式直流斷路器用四斷口串聯真空開關的均壓設計。文獻[9]對比了不同均壓電容對500 kV混合式直流斷路器用十斷口快速隔離開關均壓效果的影響。文獻[10]對張北±535 kV混合式直流斷路器用十斷口串聯機械開關采用阻容均壓方案，測得電壓實測值相比仿真理論值最大僅差4.67%。文獻[11]對200 kV混合式直流斷路器用雙斷口機械開關進行了電場和電路仿真，給出了均壓組件參數選擇范圍。文獻[12]分析了單斷口不動作、斷口動作分散性等因素對六斷口串聯機械開關均壓組件參數配置的影響。現有文獻主要從均壓組件的參數設計方面進行均壓方案的設計，而混合式直流斷路器的屏蔽金具、電力電子模塊等組件對其串聯多斷口機械開關的電壓分配特性同樣具有一定影響，優化其結構參數可削弱串聯多斷口機械開關的電壓不平衡現象，提高機械開關的可靠性。

本文以典型±200 kV混合式直流斷路器為例，建立其整機靜電場仿真模型，通過靜電場仿真研究各組件對斷口間電壓分配的影響，分析屏蔽罩整體尺寸、屏蔽環管徑等結構參數對雙斷口串聯快速機械開關斷口電壓分配特性的影響，并根據仿真結果，從均壓設計角度提出了混合式直流斷路器的屏蔽金具結構參數優化建議。

1 ±200 kV混合式直流斷路器結構

±200 kV混合式直流斷路器為閥塔結構，整體結構尺寸為長5.9 m、寬4.1 m、高6.1 m，對地高度3 m，由快速機械開關單元、連接母排、電力電子模塊、避雷器及屏蔽金具等部件構成。因混合式直流斷路器內部結構較為復雜，靜電場計算時需進行合理簡化。其簡化原則為:保證機械開關單元與屏蔽金具的模型準確；省略電力電子模塊和能量吸收模塊的內部連接，采用實心長方體等效。簡化后的斷路器三維模型如圖1所示。快速機械開關單元額定電壓為110 kV，額定開距為40 mm，上下單元間距1.2 m；電力電子模塊長2.8 m、寬1.5 m、高1 m；能量吸收模塊長2 m、寬1.2 m、高1 m；屏蔽金具分為環型和板狀結構，其中屏蔽環外部尺寸與混合式直流斷路器一致，管徑為0.3 m，距離上部快速機械開關單元靜觸頭距離0.9 m，板狀屏蔽罩分為角屏蔽罩和直線型屏蔽罩，高均為0.75 m，厚度均為0.15 m，直線型長度為1.8 m，角屏蔽罩長邊1.5 m，短邊0.7 m，距快速機械開關單元正面距離1 m，側面距離0.85 m，距離頂部屏蔽環2.0 m。

圖1 ±200 kV混合式直流斷路器模型

混合式直流斷路器的電極設置如圖2所示。其中電極1與電極2之間的快速機械開關單元的斷口為斷口1，電極2與電極3之間的快速機械開關單元斷口為斷口2。設置頂部屏蔽環、快速機械開關單元靜觸頭為高電位1 V，底部快速機械開關單元動觸頭、操縱機構箱體和空氣域邊界為零電位，其余電極設為懸浮電位。設置空氣與各材質的相對介電常數:SF6為1，硅橡膠為2.7，環氧樹脂為5.2，氧化鋅為800。

圖2 仿真電極設置示意圖

2 屏蔽金具結構參數對斷口電壓分配特性的影響

2.1 不同組件對機械開關電壓分配的影響

根據±200 kV混合式直流斷路器結構和電極設置，采用靜電場仿真提取其分布電容參數，見表1，并畫出其電容等效電路圖，如圖3所示。

表1 混合式直流斷路器分布電容參數 pF

圖3 混合式直流斷路器電容等效電路模型

圖3中C12和C23表示斷口1和斷口2的等效電容，C13、C34和C35表示各電極對地電容，其余則表示各屏蔽金具組件之間以及其與快速機械開關之間的雜散電容。從電容等效電路圖可知，雙斷口串聯快速機械開關斷口間的電壓分配受多個組件的影響，為確定各組件對斷口間電壓分配的影響，需對電力電子模塊、能量吸收模塊、屏蔽金具進行分析。

在保持其他組件參數不變的條件下，仿真各組件的有無對斷口間電壓分配的影響，對比結果見表2。從表2中數據可以看出，電力電子模塊與能量吸收模塊對斷口間電壓分配影響較小，屏蔽金具對斷口間電壓分配的影響最大，無屏蔽金具時斷口1承擔電壓比例相對有屏蔽金具時增加了42.60%。而實際斷路器中電力電子模塊與能量吸收模塊有外部金屬電極連接，會對斷口間電壓分布產生一定影響，但其接線電極面積相對較小，因此選擇重點研究屏蔽金具的結構參數與布置方式對斷口間電壓分配特性的影響。

表2 混合式直流斷路器各組件對斷口電壓分配的影響 V

2.2 屏蔽金具的整體長寬尺寸

首先從混合式直流斷路器整機屏蔽金具的整體外部尺寸入手，分別單獨改變混合式直流斷路器的屏蔽金具寬度和長度，以研究屏蔽金具整體長寬尺寸對斷口間電壓分配的影響。

首先將混合式直流斷路器的屏蔽金具寬度改變為4.6 m和5.1 m，改變方式為對稱增加或減少兩側的寬度和長度，仿真結果見表3。

表3 屏蔽金具寬度對斷口電壓分配的影響

同理將屏蔽金具的整體長度改變為6.4m和6.9m，得到此時的斷口電壓見表4。

表4 屏蔽金具長度對斷口電壓分配的影響

仿真結果表明，增加屏蔽金具整體的寬度與長度能夠改善斷口間的電壓分配，這是因為改變屏蔽金具的寬度與長度的同時，也改變了屏蔽金具與快速機械開關的距離，使得兩者間的等效電容變化，因此改善了斷口間的電壓分配。但改變其長寬尺寸對斷口間電壓分配特性的影響相對較小。

2.3 屏蔽環的管徑

混合式直流斷路器的上下兩層的屏蔽金具為屏蔽環，增加屏蔽環的管徑，能夠降低附近的電場強度，同時管徑的增加，也增大了屏蔽罩與其他電極的相對面積，因此對雜散電容的大小產生一定的影響[13]。分別設定屏蔽環的管徑為10 cm、20 cm、30 cm、40 cm和45 cm，在此條件下開展靜電場仿真，得到不同管徑的屏蔽環對斷口電壓分配的影響，如圖4所示。

圖4 屏蔽環管徑對斷口1電壓分配的影響

仿真結果表明，增大屏蔽環的管徑同樣能夠在一定程度上改善斷口間的電壓分配，當半徑增大到22.5 cm時，高壓側斷口1承擔電壓比例降為58.79%。但隨著管徑的增大，其均壓效果開始趨于飽和，且屏蔽環管徑的增加會導致制造成本和間隙安全凈距的減少，因此需結合其他設備的布置方式與安裝難度合理選擇屏蔽環的管徑。

2.4 板狀屏蔽罩位置與結構

板狀屏蔽罩初始位置位于混合式直流斷路器中心對稱位置，設該位置為垂直方向上的坐標零點。分別設定板狀屏蔽罩相對起始點的位置為－1 m、－0.5 m、0 m、0.5 m、1 m，其中負數代表屏蔽罩向上方位移，正數表示屏蔽罩向下方位移，仿真結果如圖5所示。

圖5 板狀屏蔽罩對斷口1電壓分配的影響

仿真結果顯示，改變板狀屏蔽罩在垂直方向上的位置對斷口間電壓分配有一定影響，當板狀屏蔽罩向上移動1 m時，斷口1承擔電壓比例下降至59.07%，而板狀屏蔽罩的位置距離高壓側越遠，對于斷口間電壓分配的影響越小。由于板狀屏蔽罩電位為懸浮電位，距離高壓側較近可能會導致間隙擊穿，因此應在保證間隙絕緣距離足夠的情況下調整板狀屏蔽罩的位置。

結構方面，本文選擇改變板狀屏蔽罩的上下寬度，設定其寬度分別為0.65 m、0.75 m、0.85 m、0.95 m、1.05 m，仿真得到板狀屏蔽罩寬度對觸頭間電壓分配特性的影響，見表5。

表5 板狀屏蔽罩寬度對斷口電壓分配的影響

增加板狀屏蔽罩的寬度，相當于增加了其與機械開關動靜觸頭間等效電容電極的面積，按照平行電容器計算公式近似計算可知兩者間的等效電容增加，使得電壓分配不均衡。但從仿真結果看，其對斷口間電壓分配特性影響較小，因此可以不考慮板狀屏蔽罩面積對電壓分配特性的影響。

2.5 頂部屏蔽罩的結構與位置

頂部屏蔽罩臨近承擔高電壓的斷口側，其位置與結構會對高壓側的電場和電位分布產生明顯影響。目前混合式直流斷路器頂部屏蔽罩的結構有管狀結構[14]，以及全封閉式的板狀加管狀結構[15]等。選取上述兩種典型結構，如圖6所示，分析其對斷口電壓分配的影響。

圖6 不同頂層屏蔽罩結構

將頂部屏蔽罩改為全封閉式結構后，斷口1承擔電壓比例從59.97%降低至54.56%，相對降低9.02%，其影響相較改變其他屏蔽金具參數更為明顯。因此改變頂部屏蔽罩的結構，增大其覆蓋面積有利于平衡各斷口所承擔的電壓。

頂層屏蔽環的位置變化同樣會改變其與其他電極之間的雜散電容，為保證絕緣要求，頂層屏蔽罩與其他組件的相對距離不能過近，因此設定頂層屏蔽環的管徑圓心所在平面與斷口1的靜觸頭垂直距離分別為1.1 m、1 m、0.9 m、0.8 m、0.7 m，得到靜電場仿真結果如圖7所示。

圖7 頂層屏蔽環與斷口1靜觸頭距離對斷口1電壓分配的影響

可以看出斷口1承擔電壓比例與頂層屏蔽罩和斷口1靜觸頭之間的間距近似呈線性關系，減少兩者間的間距能夠明顯降低斷口1所承擔電壓比例。因此在保證頂層屏蔽罩與其他組件絕緣間隙足夠的條件下，可降低其與高壓側斷口靜觸頭的間距以實現較好的均壓效果。

綜合屏蔽金具結構參數變化對分布電容及斷口間電壓分配特性的影響可知，高壓側相關的屏蔽金具結構參數變化對電壓分配特性的影響相對較大，而地電位相關的屏蔽金具結構參數變化對電壓分配特性的影響較小。因此優化高壓側的屏蔽金具結構參數能夠有效改善多斷口串聯機械開關斷口間的電壓分配特性。

3 混合式直流斷路器屏蔽金具結構參數優化

通過對±200 kV混合式直流斷路器整機結構與不同屏蔽金具參數的靜電場仿真，研究屏蔽金具整體尺寸、屏蔽環管徑與頂部屏蔽環結構和位置等對雙斷口串聯機械開關電壓分配特性的影響規律。基于上述研究結果，從均壓設計角度提出混合式直流斷路器的屏蔽金具結構參數優化方案:

1)適當增加屏蔽環的管徑；

2)將頂部均壓罩改為全封閉結構；

3)在保證絕緣距離和電場強度不超限的情況下，適當縮小板狀屏蔽罩與高壓側屏蔽罩的距離；

4)在保證絕緣距離和電場強度不超限的情況下，適當減少頂層屏蔽罩與高壓側機械開關單元的距離。

依據上述優化方案對±200 kV混合式直流斷路器模型進行優化，具體優化內容如下:

1)將頂層屏蔽環更改為全封閉式結構，其中新增板狀屏蔽罩部分厚度設定為20 mm；

2)將頂層屏蔽罩管徑圓心所在平面與高壓側斷口1靜觸頭的間距設為0.7 m；

3)將中間的板屏蔽罩位置向上移動0.25 m；

4)將屏蔽罩長度設為6.4 m，寬度設為4.6m。

其余屏蔽金具結構參數不變，優化后的混合式直流斷路器模型如圖8所示。

圖8 優化后的±200 kV混合式直流斷路器模型

使用優化后的混合式直流斷路器模型進行仿真，在其高壓側施加200 kV電壓，得到電位分布和斷路器表面電場強度分布如圖8所示，此時斷口1與斷口2承擔電壓比例分別為52.32%、47.68%，相比較于原來的比例59.97%、40.03%有較大變化，斷口1承擔電壓比例下降12.76%。綜合現有文獻對金具表面控制場強的研究結果，選擇2 kV/mm作為混合式直流斷路器的控制起暈場強[16－19]，仿真結果顯示頂層屏蔽罩表面最大場強0.225 kV/mm，板狀屏蔽罩表面最大場強0.185 kV/mm，均小于2 kV/mm控制起暈場強。優化后的混合式直流斷路器電位及表面電場強度分布如圖9所示。

圖9 優化后的混合式直流斷路器電位及表面電場強度分布

4 結語

本文以典型±200 kV混合式直流斷路器為例，采用靜電場仿真分析屏蔽金具對快速機械開關斷口間電壓分配特性的影響，對屏蔽金具整體尺寸及部分結構參數與布置方式對斷口間電壓分配特性的影響規律進行研究，并根據仿真結果對屏蔽金具結構參數進行了優化，所得結論如下:

1)在混合式直流斷路器各組件中，屏蔽金具對斷口間電壓分配的影響最大，而電力電子模塊與能量吸收模塊對斷口間電壓分配的影響相對較小。

2)靜電場仿真結果表明，改變高壓側的屏蔽金具結構參數對斷口間的電壓分配特性影響較大，因此縮短頂層屏蔽罩與快速機械開關單元靜觸頭之間的距離，以及采用全封閉頂層屏蔽罩結構對改善斷口間的均壓效果更加明顯，而改變板狀屏蔽罩的寬度對均壓效果的影響相對較小。

3)在保證絕緣間隙距離滿足要求的情況下，提出了混合式直流斷路器屏蔽金具結構參數的優化方案，對±200 kV混合式直流斷路器的屏蔽金具結構參數進行了優化。優化后的高壓側斷口1的分壓比為52.32%，較未優化時承擔電壓比例下降了12.76%，且屏蔽金具表面場強均小于起暈控制場強，可為快速機械開關的均壓設計提供指導。