换流阀饱和电抗器发热机理与燃烧仿真分析

2022-11-01刘堃李凯范彩云常忠廷胡四全

南方电网技术 2022年9期

刘堃，李凯，范彩云，常忠廷，胡四全

(1. 许继集团有限公司，河南许昌 461000；2. 许继电气股份有限公司，河南许昌 461000)

0 引言

随着“碳中和与碳达峰”目标的建立，我国正在加快发展可再生能源发电，同时不断优化电网结构[1 - 5]。为实现能源的可靠输送，以晶闸管换流阀为核心设备的特高压直流输电通道已建设成为我国的能源输送动脉[6 - 7]，而运行超过10年的换流阀部分组部件老化问题开始显现。阀饱和电抗器是电、磁、热、力等多物理场复合设备，受早期设计、材料、制造工艺的限制，阀电抗器表现出发热、漏水及硅钢片脱落等故障特性[8]。因此研究阀电抗器特性，分析与掌握过热故障原因，是提升阀饱和电抗器可靠性的首要任务。

国内外对饱和电抗器的温升特性和铁心发热做了大量研究[9 - 11]。如文献[10]通过有限元仿真饱和电抗器单个铁心损耗，得到单个铁心损耗功率密度与铁心温度分布的规律。文献[11]通过12脉动换流阀电路仿真，得出不同直流电流条件下饱和电抗器铁心的损耗。但上述文献均基于理想电抗器模型进行研究，且模型简化处理，未能考虑实际设备结构工艺的复杂性与差异性，不能准确反映设备运行情况。

本文分析了阀电抗器技术特点和工作原理，提出了铁心温升近似计算方法，通过温升试验数据拟合，建立了饱和电抗器铁心温度数学模型。结合饱和电抗器测试及解体检查结果，研究铁心过热原因。通过饱和电抗器燃烧仿真分析，研究阀电抗器火焰、烟气、温度3种燃烧指标变化规律。

1 阀饱和电抗器介绍

目前特高压直流输电工程换流阀中，饱和电抗器主要采用图1所示的单线圈、圆周放射式铁心布置的壳式结构[12]，具有结构强度高、通流能力强、抗震性能好、运行噪声低等优点。

图1 饱和电抗器的结构Fig.1 Structure of saturated reactor

1.1 饱和电抗器原理

饱和电抗器是常规直流输电系统中换流阀的关键设备之一，主要通过伏秒特性实现对换流阀晶闸管的保护，包括：分担换流阀遭受的雷电、陡波等冲击电压；限制各种工况下晶闸管开通过程中的di/dt；阻尼换流变套管和阀的杂散电容与饱和电抗器产生的谐振[13 - 14]等。换流阀饱和电抗器典型参数如表1所示。

表1 饱和电抗器典型技术参数Tab.1 Typical technical parameters of saturated reactor

饱和电抗器利用铁磁质材料磁化曲线非线性和磁导率非常数特性工作[15]。铁心磁导率与铁心饱和度成反比，磁感应强度增大时，磁导率将减小，铁心接近饱和[16 - 17]。饱和电抗器等效电路如图2所示。

图2 饱和电抗器等效电路图Fig.2 Equivalent circuit diagram of saturated reactor

图2中，Ls和Rs分别为空心电感和电阻；Lp和Rp分别为非线性电感和非线性电阻，代表铁心的电感和涡流损耗；Cs为电抗器两端杂散电容；Lp和Rp为电流的函数，电抗器饱和后随电流衰减。

1.2 饱和电抗器损耗分析

饱和电抗器损耗按照部件组成可分为线圈损耗和铁心损耗。阀导通时电抗器线圈电阻因直流电流产生的损耗称为线圈损耗或铜损，可根据式(1)计算[18 - 19]。此损耗主要由饱和电抗器损耗组成，通过阀水冷系统散热。

(1)

式中：PCu为铜损；Id为直流电流；μ为换相重叠角；RCu为电抗器直流电阻。

铁心损耗主要由阀开通、关断时刻饱和电抗器电压电流发生急剧变化而产生，包括磁滞损耗Ph、涡流损耗Pc和附加损耗Pe。根据Bertotti铁损计算理论，得到单位质量硅钢片在任意磁通密度波形下的铁心总损耗计算公式[20 - 21]：

(2)

式中：PFe为铁损；f为频率；Bm为磁通密度幅值；kh、kc、ke、α为与铁心硅钢片材料有关的系数。

通过有限元仿真，采用最小二乘法对实测的损耗曲线进行拟合分析，可得出铁心损耗系数。

1.3 饱和电抗器温升分析

饱和电抗器的温升包括铁心和绕组温升，由于不同类型电抗器设计存在差异，温升特点也不同，本文针对铁心封闭式饱和电抗器的温升进行分析。

由于绕组线圈受到湍流的冷却水散热，绕组温升较低，其最大温升可按照式(3)计算。

(3)

式中：θCu为绕组线圈温升；ρ为冷却水密度；C为冷却水比热容；Q为冷却水流量；R为水路和绕组的热阻。

铁心间接通过冷却水路和空气散热，文献[22]给出了计算铁心温升的经验公式，如式(4)所示。

θFe=k(PFe/SFe)n

(4)

式中：θFe为铁心温升；SFe为铁心有效散热面积；k和n为经验系数。

铁心的温度还可通过热阻模型计算，电抗器运行达到稳态时，铁心为高温区域，绕组和外壳为低温区域，部分热量由铁芯向外壳传导，并通过外壳散发至空气中。铁心温度计算如式(5)所示。

TFe=Tcase+(P1+P2)Rθ

(5)

式中：TFe为铁心温度；Tcase为外壳温度；P1为电抗器外壳对流散热功率；P2为电抗器外壳热辐射散热功率；Rθ为铁心至外壳热阻。

铁心热量传导至饱和电抗器外壳时，外壳温度高于空气温度并加热外壳附近空气，热空气上升冷空气下降，在外壳表面形成对流散热，其功率计算如式(6)所示。

P1=hA(Tcase-Tair)

(6)

式中：P1为对流散热功率；h为对流换热系数；A为电抗器表面积；Tcase为电抗器外壳温度；Tair为环境温度。

根据热力学斯蒂芬-玻尔兹曼定律，饱和电抗器外壳热辐射功率取决于电抗器外形尺寸、表面排放因子及电抗器表面与周围空气温差，外壳热辐射功率计算如式(7)所示。

(7)

式中：P2为电抗器热辐射功率；σ为斯蒂芬-玻尔兹曼常数；ε为辐射系数。

使用式(4)和式(5)两种电抗器铁心温度计算方式可近似估算铁心温度，但未能结合阀饱和电抗器特有的运行工况，其计算结果与阀电抗器铁心实际的温度存在明显偏差。本研究基于直流工程换流阀运行工况和阀饱和电抗器设计参数，结合铁心温升曲线，提出一种饱和电抗器铁心温度计算模型，如式(8)所示。

(8)

式中：Tin为电抗器入口水温；TFe为铁心温度；U为换流变压器阀侧电压；τ为时间常数；t为运行时间；α为触发角；kT为拟合系数。

以某±800 kV/5 000 A直流输电工程换流阀饱和电抗器为例，依据IEC 60700-1标准开展换流阀热运行试验，采用电抗器铁心预埋测温光纤进行温度监视，获得电抗器铁心温升曲线，由试验温度曲线进行数据拟合结果如图3所示，拟合得出的铁心温度函数如式(9)所示，根据铁心温度函数可得，电抗器稳态运行后铁心温度为81.4 ℃。

图3 饱和电抗器铁心温升曲线Fig.3 Temperature rise curve of saturated reactor core

(9)

式(9)中：进阀水温为44.5 ℃，换流变压器阀侧电压为174.6 kV，触发角为43 °，均为试验参数。时间常数65.5 min和拟合系数0.31 mK/V通过数据拟合得到。

2 饱和电抗器过热故障分析

2.1 故障简介

2020年某特高压换流站巡检时发现一台阀电抗器表面温度达到80.8 ℃，高于其他电抗器约20 ℃，其红外热成像如图4所示。

图4 阀电抗器红外测温图Fig.4 Diagram of measured infrared temperature of a valve reactor

2.2 测试与解体检查

饱和电抗器例行试验结果如表2所示，该电抗器伏秒参数由150 mVs降低至137 mVs。

表2 饱和电抗器检测结果Tab.2 Test results of the saturated reactor

开展饱和电抗器铁心温升试验，复现过热现象。试验电压波形为高频方波，有功功率为600 W，进水温度为50 ℃，额定冷却水流量，试验时间为6 h。铁心温度稳定后，采用热成像仪测量外壳温度，不同编号铁心位置温度对比如图5所示，其中T1位于外壳内圈，T2位于外壳外圈，T3位于外壳顶部。

图5 不同铁心位置电抗器表面温度曲线Fig.5 Surface temperature curves of reactors with different core positions

将该电抗器解体，发现第7副铁心至第10副铁心间距过小如图6所示。将所有铁心进行损耗测试，测得第1～9副铁心损耗在15.3～17.9 W/kg之间，第10副铁心硅钢片绝缘损坏，损耗无法测得。

图6 阀电抗器解体图Fig.6 Disassembly diagram of valve reactor

2.3 故障分析

电抗器的测试结果表明，该电抗器过热位置出现在第10副铁心处，测量发现第10副铁心硅钢片间绝缘失效短路，引起铁心涡流损耗增加，导致电抗器局部过热，同时铁心失效区域的增加，造成伏秒参数降低。失效铁心表面散片，其周围聚氨酯材料出现变黑变硬的老化现象，验证了该铁心位置温度过高的情况。

故障的根本原因为该电抗器制造缺陷，推测为C形铁心接口端部绝缘处理存在缺陷，局部涡流损耗较大，引起故障铁心局部温升增加，导致铁心缺陷位置附件绝缘进一步老化失效，持续恶化后铁心温升明显增大。另外，解剖后发现铁心位置分布不均匀，推测生产过程中铁心位置未能可靠固定，电抗器内部浇筑聚氨酯材料时铁心发生位移，导致部分铁心间距过小，电抗器运行时铁心热量集中，也加速了绝缘材料老化。

由于铁心涡流产生的磁场方向与励磁电流产生的磁场方向相反，涡流产生的反磁化作用，使铁心片中心磁场强度最低，边缘磁场强度最高。由于第10副铁心涡流损耗增加，其去磁作用更为明显，导致其整体磁通密度降低，根据式(10)得出饱和电抗器的电压时间面积参数降低。

(10)

3 阀电抗器起火演化过程分析

如果饱和电抗器持续过热，在极端情况下，例如其水路被堵塞，铝线圈得不到有效冷却等情况，温度持续升高，将达到电抗器绝缘材料燃点，可能演化为起火事故。为研究饱和电抗器起火燃烧蔓延过程及影响，采用火灾场模拟软件(fire dynamics simulator，FDS)开展阀塔火灾仿真计算。FDS是针对火灾中流体运行仿真的计算流体动力学软件，通过求解火灾浮力驱动的低马赫数流动的N-S方程，重点计算火灾中烟气和热传递过程[23 - 24]。阀电抗器燃烧仿真中，用于描述烟气的流动与传热过程的控制方程如式(11)—(14)所示。

质量守恒方程为：

(11)

式中：ρ为密度；u为速度矢量；t为时间。

组分守恒方程为：

(12)

动量守恒方程为：

(13)

式中：p为压力；g为重力加速度；f为作用于流体上的重力除外的外力。

能量守恒方程为：

(14)

对包含阀电抗器的阀塔进行仿真建模，如图7所示。

图7 单个阀塔仿真模型Fig.7 Single valve tower simulation model

由于阀塔内各类聚合物材料均为阻燃材料，聚合物的阻燃剂和各类添加剂种类繁多且比例复杂，从分析结果的保守性角度考虑，在模型中各类可燃物参数均设定为阻燃材料的燃烧参数。文献[25]研究表明，添加阻燃剂会使得可燃物引燃时间增长、释热量减小，部分可燃物还具有低毒、消烟的作用。因此与阀塔内真实火灾情况相比，本阀塔火灾工况仿真结果具有更高的火灾危险性。

阀电抗器模型中的填充材料为聚氨酯，接下来按文献[25]设定热释放速率、产烟率以及CO生成率等输入参数，假设阀塔最底部单个饱和电抗器故障起火，仿真起火燃烧演化过程。

3.1 火焰蔓延仿真

火焰蔓延仿真采用大涡数值模拟方法，把热湍流瞬时运动通过滤波方法分解成大尺度运动和小尺度运动两部分，大尺度量通过数值求解微分方程直接计算，小尺度运动对大尺度的影响通过建立亚格子模型来模拟。

阀电抗器表面为环形结构，电抗器内部的聚氨酯材料单位面积的热释放速率和火源面积也相对有限。电抗器内部的聚氨酯材料单位面积的热释放速率，在起火后90 s后达到稳定，约110 kW。仿真火焰蔓延过程，起火后10 s时火势处于初始阶段，火焰高度较低；起火25 s时火势逐渐增强，火焰高度逐渐增大，在100 s后燃烧逐渐进入稳定阶段，起火后火焰蔓延过程如图8所示。

图8 起火后火焰蔓延过程示意图Fig.8 Schematic diagram of flame spread process after catching fire

3.2 火场温度仿真

火场温度作为起火现场重要的分析指标，火源上方不同高度处温度随时间变化曲线如图9所示。饱和电抗器聚氨酯材料燃烧时，热释放速率和火焰高度均较大，在火焰上方0.05 ～0.85 m高度范围内，火焰温度基本呈现越靠近火焰温度越高的趋势，并在起火后80 s达到稳定状态，温度范围基本在300～550 ℃，若起火时间较长，则可能对上部阀层元件的正常运行造成影响。

图9 不同高度处温度随时间变化曲线Fig.9 Temperature curves against time at different heights

3.3 烟气蔓延仿真

聚氨酯材料的产烟率可达22%，燃烧过程中产烟量较大。起火后10 s，燃烧所产生的烟气已经蔓延至阀塔顶部屏蔽罩高度处并逐渐聚集；起火后20 s，烟气蔓延至悬吊结构和上部光纤高度处同时由顶部屏蔽罩两侧溢出向上蔓延；起火后45 s，烟气生成量进一步增大，更大量的烟气通过顶部屏蔽罩蔓延至上部区域中；起火后90 s，烟气蔓延示意图如图10所示，此时阀塔悬吊结构和光纤处的烟气浓度继续增大，火灾所产生的烟气几乎将悬吊结构完全遮蔽，此后产烟量不再增大，产生的烟气逐步扩散到阀厅中。