基于位置伺服控制技術(shù)的電容器組投切相控真空斷路器設(shè)計(jì)

程 顯，袁端磊，何 周，鐘建英，陳占清

(1.鄭州大學(xué)電氣工程學(xué)院，河南 鄭州450000;2.平高集團(tuán)有限公司，河南平頂山467000)

斷路器在關(guān)合或開斷電路的瞬間，系統(tǒng)的電壓和電流相位通常是隨機(jī)的，當(dāng)斷路器關(guān)合并聯(lián)電容器組、電抗器、空載變壓器以及空載線路時(shí)常會產(chǎn)生幅值、頻率很高的涌流和過電壓［1－3］。這不但給斷路器和電力系統(tǒng)中的其他一次設(shè)備帶來不良影響，還會影響電能質(zhì)量和系統(tǒng)可靠性［4］。同步開斷技術(shù)可有效抑制斷路器操作暫態(tài)［5－6］，其原理是根據(jù)線路電壓或電流相位合理設(shè)定斷路器開合時(shí)刻，從而抑制電網(wǎng)中過電壓和涌流的產(chǎn)生。同步開斷技術(shù)優(yōu)于合閘電阻方案，在電能質(zhì)量和輸配電領(lǐng)域具有廣泛的應(yīng)用前景。

1998年國際大電網(wǎng)會議(簡稱CIGRE)對同步斷路器的優(yōu)缺點(diǎn)進(jìn)行討論，根據(jù)理論分析和現(xiàn)場應(yīng)用情況確認(rèn)了同步斷路器的可靠性和有效性［7－9］;2004年CIGRE針對同步斷路器的特殊設(shè)計(jì)和測試要求，制定了相關(guān)指導(dǎo)標(biāo)準(zhǔn)。目前，在國外同步斷路器已經(jīng)大量應(yīng)用于正常負(fù)荷(并聯(lián)電容器組、空載變壓器和電抗器)的開合，ABB公司利用閉環(huán)控制方案研制出了世界第一臺配置永磁機(jī)構(gòu)的同步斷路器;在國內(nèi)實(shí)現(xiàn)斷路器同步操作的主要方案是控制系統(tǒng)利用人工智能技術(shù)對永磁機(jī)構(gòu)的動作時(shí)刻進(jìn)行預(yù)測，考慮溫度、電容電壓和老化等影響分、合閘動作的分散性因素，計(jì)算出斷路器執(zhí)行單元的觸發(fā)延時(shí)，控制斷路器在期望電壓、電流相位動作，從而實(shí)現(xiàn)同步操作［10－13］。國內(nèi)在此技術(shù)領(lǐng)域的研究尚不成熟，同步開關(guān)的實(shí)際應(yīng)用方面主要以試點(diǎn)引進(jìn)為主。

同步斷路器能否在復(fù)雜條件下達(dá)到預(yù)期開斷效果關(guān)鍵在于斷路器分、合閘相位的時(shí)間精確度［14－16］，而影響時(shí)間精確度的主要因素是斷路器動作時(shí)間的分散性。本文對電容器組投切的暫態(tài)過程進(jìn)行分析，論述不同連接方式下電容器組的開合策略、不同因素對真空開關(guān)分、合閘時(shí)間的影響并進(jìn)行修正，分析永磁機(jī)構(gòu)動態(tài)特性并在此研究基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)一種基于伺服控制技術(shù)的相控真空斷路器。

1 電容器投切暫態(tài)過程

電力系統(tǒng)常采用并聯(lián)電容器進(jìn)行無功補(bǔ)償，然而在10 kV系統(tǒng)中由于操作過電壓時(shí)常引發(fā)電容器損壞、斷路器炸裂等事故，有必要對投切電容器組的暫態(tài)過程進(jìn)行研究，探索操作過電壓和暫態(tài)涌流的變化規(guī)律，提出抑制措施。

圖1 三相等值仿真電路

1.1 10 kV三相電路仿真模型

以10 kV并聯(lián)電容器回路為仿真背景，回路中的各種電氣設(shè)備參數(shù)選取實(shí)際設(shè)備的等效值。搭建圖1所示的三相電路仿真模型，其中 ΔT設(shè)置為1E－7，仿真時(shí)間為1 s。

1.2 10 kV并聯(lián)電容器合閘暫態(tài)過程

1.2.1 同期合閘操作

假定三相斷路器同期合閘，合閘相角以A相相電壓為準(zhǔn)，在合閘角為90°時(shí)合閘，此時(shí)合閘電容電壓和合閘涌流的仿真波形如圖2所示。

由圖2可知，合閘暫態(tài)過程持續(xù)時(shí)間長達(dá)600 ms，暫態(tài)過程中電壓、電流都呈現(xiàn)出振蕩頻率高、持續(xù)時(shí)間長、幅值較高的特點(diǎn)。電容器的電壓和合閘涌流都由穩(wěn)態(tài)分量疊加一個(gè)暫態(tài)分量構(gòu)成。電容器過電壓、合閘涌流的最大值皆出現(xiàn)在A相(紅相)，其電壓峰值為16.8 kV(約為2.05倍穩(wěn)態(tài)相電壓幅值)，涌流峰值達(dá)到2.2 kA(約為5.2倍穩(wěn)態(tài)相電流幅值)。

1.2.2 非同期合閘操作

三相斷路器非同期合閘操作可等效為先合兩相再合一相的情況，后合相的操作延時(shí)會影響合閘操作暫態(tài)過程的變化。采用圖1所示的ATP模型進(jìn)行仿真計(jì)算，設(shè)置A、B相開關(guān)在ΦA(chǔ)=π/6和ΦA(chǔ)=0兩種情況下閉合，C相開關(guān)滯后2 ms閉合。

(1)ΦA(chǔ)=π/6+kπ 時(shí)，UA=UB，即 UAB=0，A、B 相開關(guān)合閘的操作時(shí)間為3.333 ms，C相開關(guān)合閘時(shí)間為5.333 ms，此時(shí)合閘電容器電壓和合閘涌流波形如圖3所示。

圖2 同期合閘時(shí)暫態(tài)過程仿真結(jié)果

由電容器電壓波形可以看出，先合閘的A、B兩相的振蕩幅值明顯下降，最大合閘過電壓出現(xiàn)在后合相C相(藍(lán)相)。由合閘涌流波形可以看出，涌流最大值也出現(xiàn)在C相，C相涌流峰值約為2.1 kA。

(2)ΦA(chǔ)=0或kπ時(shí)，A、B相間電壓差最大，即最大，設(shè)置A、B相開關(guān)合閘操作時(shí)間為0 ms，C相開關(guān)合閘時(shí)間為2 ms，此時(shí)合閘電容器電壓和合閘涌流波形如圖4所示。

圖4中電容器電壓波形與之前的電壓波形相比，B、C兩相產(chǎn)生的電壓振蕩更加劇烈，最大合閘過電壓出現(xiàn)在B相(綠相)，合閘過電壓峰值為19.1 kV(約為2.34倍穩(wěn)態(tài)相電壓幅值)。對比合閘涌流波形可以發(fā)現(xiàn):B、C兩相的電流振蕩明顯強(qiáng)烈，出現(xiàn)在B相的涌流峰值高達(dá)2.86 kA(約為6.6倍穩(wěn)態(tài)相電流幅值)。

比較圖2～圖4可知，在以A相相電壓相角90°為合閘操作相角時(shí)，非同期操作下合閘涌流峰值明顯增大，幅值變化更為劇烈。仿真驗(yàn)證了在操作方式、系統(tǒng)狀態(tài)等因素的影響下，系統(tǒng)關(guān)合電容器組時(shí)可以產(chǎn)生數(shù)倍于穩(wěn)態(tài)相電流幅值的過電流。

圖3 UAB=0時(shí)非同期合閘暫態(tài)過程仿真結(jié)果

圖4 ΦA(chǔ)=0時(shí)非同期合閘暫態(tài)過程仿真結(jié)果

1.3 10 kV并聯(lián)電容器分閘暫態(tài)過程

以圖1所示的三相電路仿真模型為基礎(chǔ)，設(shè)定斷路器在系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)(合閘操作1 s后系統(tǒng)進(jìn)入穩(wěn)態(tài))下進(jìn)行隨機(jī)性分閘操作，對分閘暫態(tài)過程的電壓電流進(jìn)行仿真計(jì)算，斷路器負(fù)載側(cè)電壓、斷路器觸頭電流仿真波形如圖5所示。

由圖5中震蕩波形的變化可知，由于電纜對地電容的影響，不同暫態(tài)階段形成的電路結(jié)構(gòu)也不同。從仿真波形中截取多個(gè)有效周期后，計(jì)算平均周期所得的振蕩電壓的等效振蕩頻率為:A相(紅相)電流過零后，A相負(fù)載側(cè)電壓產(chǎn)生振蕩，振蕩頻率為10.31 kHz;B、C兩相電流同時(shí)過零后，三相負(fù)載側(cè)電壓都產(chǎn)生振蕩，振蕩頻率變?yōu)?2.62 kHz。三相自由振蕩電壓最大值約為2.5 kV，振蕩電壓的上升率最大值為 63.1 kV/ms。

斷路器負(fù)載側(cè)可經(jīng)電纜對地電容在相間形成自由振蕩回路，產(chǎn)生高幅值的高頻振蕩。斷口瞬態(tài)恢復(fù)電壓由負(fù)載側(cè)電纜端部電壓決定，振蕩頻率主要由電纜對地電容決定。斷路器負(fù)載側(cè)的振蕩過電壓作用于斷路器斷口處后形成自由恢復(fù)電壓，而自由恢復(fù)電壓則會誘發(fā)電弧重燃，導(dǎo)致分閘失敗。

2 電容器組選相投切策略

并聯(lián)電容器組同步關(guān)合的最佳相位是開關(guān)觸頭兩端電壓過零時(shí)刻。但三相電壓之間存在的相位差以及電容器組在電網(wǎng)中不同的連接方式，使三相的開關(guān)觸頭兩端電壓過零時(shí)刻不同。因此，要實(shí)現(xiàn)無功補(bǔ)償電容器組同步投切，應(yīng)根據(jù)電容器組的不同連接方式采取相應(yīng)投切策略。此外，還應(yīng)考慮選取的參考信號對投切策略的影響。

2.1 中性點(diǎn)接地電容器組同步關(guān)合策略

在對中性點(diǎn)接地的三相補(bǔ)償電容器組進(jìn)行同步關(guān)合時(shí)，由于每相開關(guān)觸頭兩端電壓為相電壓，故其關(guān)合策略與單組電容器相同。選取A相電壓為參考電壓，并作為控制系統(tǒng)電源。若A相在相電壓過零時(shí)刻先行關(guān)合，關(guān)合過程中產(chǎn)生的過電壓會對永磁機(jī)構(gòu)的輔助電壓和控制系統(tǒng)電源造成干擾，降低同步關(guān)合的精度，所以A相電壓過零后，3組電容器組的關(guān)合順序?yàn)镃—B—A(見圖6)。圖6中tad、tbd、tcd為每相同步關(guān)合的延遲觸發(fā)時(shí)間，tam、tbm、tcm為每相固有的合閘時(shí)間。

2.2 中性點(diǎn)不接地電容器組同步關(guān)合策略

當(dāng)關(guān)合中性點(diǎn)不接地的三相電容器組時(shí)，一般采用的策略是:在某兩相電壓相等時(shí)同時(shí)關(guān)合該兩相，在90°后中性點(diǎn)電壓和第三相同時(shí)過零時(shí)關(guān)合第三相。但在工程實(shí)踐中，開關(guān)關(guān)合相位的誤差可能會導(dǎo)致首合兩相間電壓出現(xiàn)較大的偏差，從而產(chǎn)生較大的涌流和過電壓。為使首合相電容器在投入系統(tǒng)時(shí)不形成回路，采取獨(dú)立選相關(guān)合策略，即參考電壓過零后的下一個(gè)相電壓過零點(diǎn)作為首合相關(guān)合時(shí)刻，第二關(guān)合相則在該相電壓與首合相電壓相等時(shí)投入。此時(shí)首合兩相補(bǔ)償電容器組的投入只受第二關(guān)合相關(guān)合相位誤差的影響。參考電壓可選取線電壓或相電壓，它們具有不同的關(guān)合時(shí)序。圖7為參考電壓為線電壓UAB時(shí)中性點(diǎn)不接地的三相電容器組同步關(guān)合時(shí)序。

圖5 隨機(jī)分閘暫態(tài)過程仿真結(jié)果

圖6 參考電壓為UA時(shí)同步關(guān)合時(shí)序

圖7 參考電壓為UAB時(shí)同步關(guān)合時(shí)序

2.3 電容器組同步切除策略

由于電容電流的相位超前電容電壓的相位90°，即電容電壓峰值時(shí)刻對應(yīng)電容電流過零點(diǎn)。如果在電容器組同步切除時(shí)選擇電壓為參考信號，那么參考電壓過零點(diǎn)與電容開斷時(shí)電流零點(diǎn)之間具有固定關(guān)系。對于中性點(diǎn)接地補(bǔ)償電容器組，同步切除策略與單組電容器切除策略相同，即在每相相電壓過零時(shí)刻切除;對于中性點(diǎn)不接地補(bǔ)償電容器組，則采取先切除一相補(bǔ)償電容器組，延時(shí)1/4周期后，再同時(shí)切除后兩相的同步切除策略。

3 低分散性操動機(jī)構(gòu)設(shè)計(jì)

當(dāng)關(guān)合和投切策略確定后，決定同步開關(guān)操作成功與否的關(guān)鍵因素是斷路器在分合閘的過程中的精確度，這要求其動作可靠且動作分散性低。為實(shí)現(xiàn)三相獨(dú)立動作并且操動機(jī)構(gòu)體積較小，綜合考慮后選取單線圈永磁機(jī)構(gòu)為操動機(jī)構(gòu)。由于斷路器斷口電壓與合閘位移成正比關(guān)系，若斷路器的合閘速度較低，達(dá)不到預(yù)計(jì)要求，斷口將在預(yù)定合閘點(diǎn)前發(fā)生預(yù)擊穿而導(dǎo)通，產(chǎn)生較大的瞬態(tài)電壓。斷路器合閘線圈放電電流的大小與勵磁電源的電解電容器容量和充電電壓大小有直接關(guān)系。同時(shí)，溫度變化對合閘線圈電阻值、電容值和操動機(jī)構(gòu)中永磁體性能的影響以及斷路器觸頭因觸頭彈跳和電弧燃燒等因素產(chǎn)生的磨損和老化都會對分合閘時(shí)間造成影響。

3.1 永磁機(jī)構(gòu)的動態(tài)特性

永磁機(jī)構(gòu)與真空斷路器直接相連，伺服控制器通過調(diào)節(jié)合閘線圈的電流大小改變觸頭的運(yùn)動軌跡。為了實(shí)現(xiàn)同步開斷，要求合閘速度為0.7 m/s、分閘速度為1.7 m/s。永磁機(jī)構(gòu)由電容對線圈放電驅(qū)動，此運(yùn)動過程可視為一個(gè)動態(tài)的能量轉(zhuǎn)換過程。將機(jī)構(gòu)的觸動過程視為運(yùn)動過程的特殊情況，由基爾霍夫定律和牛頓運(yùn)動定律構(gòu)建運(yùn)動過程的數(shù)學(xué)模型為:

式中:v(t)為動鐵芯運(yùn)動速度;x(t)為動鐵芯運(yùn)動位移;F(t)、Ff(t)分別為動鐵芯所受的電磁吸力和系統(tǒng)反力;m為歸算到動鐵芯的質(zhì)量。其中，ζ=0時(shí)為機(jī)構(gòu)觸動過程，ζ=1時(shí)為運(yùn)動過程。

3.2 合閘過程的動態(tài)特性

根據(jù)式(1)，采用Matlab及相關(guān)仿真軟件對永磁機(jī)構(gòu)合閘過程中的受力、合閘速度、位移及動作過程中的電容器電壓、電流進(jìn)行仿真計(jì)算，仿真結(jié)果如圖8所示。

在圖8a中，真空泡反力包括分閘簧壓力、觸頭彈簧壓力及斷路器自閉力，電磁吸力大于真空泡反力時(shí)合力大于零，觸頭開始合閘動作。隨著合力的變化，動鐵芯在合閘初期迅速加速，即將到達(dá)合閘位置時(shí)急劇減速，避免觸頭間碰撞造成彈跳。根據(jù)圖8b可計(jì)算出合閘速度約為2 m/s，高于要求合閘速度0.7 m/s(合點(diǎn)前6 mm內(nèi)的平均速度)，滿足合閘調(diào)速的需求。由圖8c可發(fā)現(xiàn)，單次合閘操作電容電壓下降約30 V，能量消耗較小。

圖8 永磁機(jī)構(gòu)合閘運(yùn)動特性

3.3 分閘過程的動態(tài)特性

分閘過程中永磁機(jī)構(gòu)的動態(tài)特性如圖9所示。分閘受力曲線中，真空泡反力包括觸頭彈簧壓力和斷路器自閉力。由圖9b可計(jì)算出分閘速度約為2.6 m/s，大于要求分閘速度1.7 m/s，可實(shí)現(xiàn)分閘調(diào)速。單次分閘操作電容電壓最大下降25 V，電容剩余能量能夠完成下次的合閘操作。

4 斷路器操動機(jī)構(gòu)伺服控制方案

斷路器操動機(jī)構(gòu)伺服控制單元通過調(diào)節(jié)操動機(jī)構(gòu)線圈電流大小控制永磁機(jī)構(gòu)受力，從而控制操動機(jī)構(gòu)即動觸頭運(yùn)動行程。伺服控制方案基于PWM技術(shù)建立閉環(huán)控制，由伺服控制單元實(shí)時(shí)比較給定的操動機(jī)構(gòu)運(yùn)動軌跡與勵磁電流理想曲線和測得實(shí)際的狀態(tài)量，同步調(diào)整相應(yīng)的PWM波形脈寬，實(shí)現(xiàn)實(shí)時(shí)控制線圈勵磁電流大小，確保永磁機(jī)構(gòu)按照理想的行程曲線運(yùn)動，補(bǔ)償各種環(huán)境因素變化引起的行程曲線偏差及動作時(shí)間分散問題。

圖9 永磁機(jī)構(gòu)分閘運(yùn)動特性

4.1 真空斷路器操動機(jī)構(gòu)的位置伺服控制單元設(shè)計(jì)

真空斷路器操動機(jī)構(gòu)的位置伺服控制單元主要由信號采集部分、時(shí)序控制部分、機(jī)構(gòu)位置采集部分、運(yùn)動控制部分、勵磁電流PWM驅(qū)動部分構(gòu)成。勵磁電流PWM驅(qū)動部分通過IGBT組成的橋式電路實(shí)現(xiàn)單穩(wěn)態(tài)永磁機(jī)構(gòu)線圈勵磁電流調(diào)節(jié)，改變施加在動鐵芯上的電磁力，補(bǔ)償觸頭運(yùn)動位置偏差，IGBT橋的控制信號由位置伺服控制部分提供;機(jī)構(gòu)位置采集部分和信號采集部分負(fù)責(zé)實(shí)時(shí)監(jiān)測開關(guān)操作過程中觸頭運(yùn)動位置S和線圈電流Icoil，并與設(shè)定軌跡比較，控制PWM逆變單元中IGBT控制信號占空比。真空斷路器操動機(jī)構(gòu)伺服控制單元原理如圖10所示，Icoil為永磁機(jī)構(gòu)線圈電流，S為觸頭運(yùn)動位置，Uref為參考電壓信號，Iref為參考電流信號。

4.2 位置伺服控制單元性能測試

伺服控制單元將模糊控制與經(jīng)典PI控制相結(jié)合，采用數(shù)字信號處理器設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)。為驗(yàn)證其性能與開關(guān)操作時(shí)間的一致性，對35 kV永磁機(jī)構(gòu)真空斷路器進(jìn)行測試。試驗(yàn)以電容充電電壓220 V、PWM頻率4 kHz、占空比50%時(shí)觸頭的運(yùn)動軌跡作為參考，測試在改變電容電壓、環(huán)境溫度和閑置時(shí)間等因素影響下真空斷路器分、合閘時(shí)間和伺服控制性能。

(1)設(shè)定儲能電容初始電壓變化范圍200～240 V，每個(gè)測試電壓下進(jìn)行30次分、合閘測試。不同電容電壓下真空開關(guān)觸頭合閘時(shí)間的統(tǒng)計(jì)特性如圖11所示。采用位置伺服控制后，觸頭合閘時(shí)間控制精度明顯提高，電容電壓變化對動作時(shí)間的影響很小，約為0.004 ms/V，同時(shí)控制合閘彈跳時(shí)間小于0.5 ms，減弱了因合閘彈跳引起的觸頭燒蝕帶來的影響。

圖10 操動機(jī)構(gòu)伺服控制單元原理圖

(2)根據(jù)IEC 62271—302同步開關(guān)標(biāo)準(zhǔn)對斷路器樣機(jī)進(jìn)行閑置時(shí)間影響測試，測試結(jié)果見圖12。通過位置伺服控制單元修正，真空斷路器閑置168 h時(shí)，合閘時(shí)間標(biāo)準(zhǔn)差小于0.1 ms，開關(guān)合閘動作時(shí)間均值為45.57 ms，閑置時(shí)間帶來的影響明顯降低。

(3)環(huán)境溫度影響測試結(jié)果見圖13。外界環(huán)境溫度變化對同步真空開關(guān)動作時(shí)間的影響可通過位置伺服控制單元的調(diào)整得到有效補(bǔ)償，使開關(guān)合閘時(shí)間受環(huán)境溫度影響變化小于0.1 ms。

圖11 不同電容電壓下合閘時(shí)間統(tǒng)計(jì)特性

5 樣機(jī)研制

基于上述研究研制了10 kV相控真空斷路器，其總體結(jié)構(gòu)及樣機(jī)如圖14所示。斷路器主要分為5個(gè)部分，自上而下依次為固封極柱、斷路器操動機(jī)構(gòu)、傳感器信號采集部分、真空斷路器伺服控制單元和勵磁電容。永磁機(jī)構(gòu)與真空滅弧室動觸頭相連，傳動過程無二次傳動部件。為實(shí)現(xiàn)選相功能，使每一相分、合閘動作可控，斷路器每相均配置獨(dú)立的永磁機(jī)構(gòu)。

圖12 不同閑置時(shí)間下合閘時(shí)間的統(tǒng)計(jì)特性

圖13 不同環(huán)境溫度下合閘時(shí)間的統(tǒng)計(jì)特性

傳感器信號采集部分用來實(shí)現(xiàn)開關(guān)觸頭運(yùn)動行程監(jiān)測。

真空斷路器位置伺服控制單元的主要功能為:

(1)保證斷路器分、合閘操作的動作精度;

(2)設(shè)置選相分、合閘相位，具備單相與三相控制選擇配置功能，同時(shí)能夠記錄分、合閘操作的電壓、電流波形;

(3)對斷路器一次本體的電壓、電流、位置、故障等參數(shù)進(jìn)行在線檢測。

控制單元整體控制邏輯如圖15所示，實(shí)現(xiàn)同步開關(guān)的關(guān)鍵是采用智能模糊控制算法和PWM技術(shù)控制開關(guān)觸頭按照設(shè)定軌跡運(yùn)動，保持?jǐn)嗦菲鞣?、合閘時(shí)間的長期一致性。

圖14 10 kV相控真空斷路器樣機(jī)

圖15 控制系統(tǒng)邏輯圖

6 結(jié)論

運(yùn)用ATP軟件進(jìn)行了斷路器投切三相電容器的仿真計(jì)算，仿真結(jié)論證明:合理設(shè)置電容器投切過程中斷路器各相的分、合閘相位，可有效地抑制暫態(tài)過程帶來的不良影響。本文根據(jù)仿真結(jié)論研制了一種基于位置伺服控制技術(shù)的10 kV相控真空斷路器，其位置伺服控制單元能有效地消除電容電壓、閑置時(shí)間、外界溫度等因素變化對操動分散性的影響，可將分、合閘操作的動作精度控制在±0.5 ms，保證斷路器動作時(shí)間的低分散性，滿足斷路器選相需要并有效地降低操作所引起的系統(tǒng)涌流和過電壓。

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