基于鐵芯控制的串聯(lián)補償型故障限流器

姚 磊，錢瀅鋒，梅 軍，鄭建勇，王佳成

（東南大學 電氣工程學院，江蘇 南京 210096）

0 引言

隨著電力需求的不斷增長，電力系統(tǒng)的規(guī)模不斷擴大，電網(wǎng)的短路電流水平也不斷提高。短路電流水平已經(jīng)逼近斷路器的遮斷容量，給電力系統(tǒng)的穩(wěn)定安全運行帶來了嚴重的隱患。因此采取有效的短路限流措施越來越有必要。

為了限制不斷增長的短路電流，出現(xiàn)了多種短路限流措施，但是傳統(tǒng)的限流措施都存在一定的局限性［1-2］，電網(wǎng)分層分區(qū)運行影響電網(wǎng)的運行靈活和可靠性，串聯(lián)電抗器增加系統(tǒng)的電壓損耗。故障限流器在系統(tǒng)故障時投入限流阻抗限制短路電流，而在系統(tǒng)正常運行時對系統(tǒng)幾乎沒有影響，在近年來取得了較大進展［3-8］，其中飽和鐵芯型故障限流器通過控制直流偏置電流改變鐵芯磁導率，從而限制短路電流。但是各種故障限流器一般只在線路發(fā)生故障時才動作限制短路電流，而大部分時間并不工作，設(shè)備利用率太低。

目前，國內(nèi)配電網(wǎng)主要使用并聯(lián)電容在負荷側(cè)進行無功補償，但是在負荷波動時容易造成負荷側(cè)電壓越限［9］，而串聯(lián)電容補償法通過補償線路中的電抗來減小線路上的電壓損耗，其具有更高的性價比及較強的電壓調(diào)節(jié)能力［10-11］，并提高了電網(wǎng)的傳輸功率［12］。然而固定電容串聯(lián)補償不能調(diào)節(jié)電容補償系數(shù)，傳統(tǒng)的晶閘管控制串聯(lián)電容補償雖然在高壓電網(wǎng)上有較多應(yīng)用，但相控方式會導致電流畸變給電網(wǎng)引入了諧波，并且存在控制滯后的問題，影響補償響應(yīng)速度［13］。

針對以上問題，本文提出一種基于鐵芯控制的串聯(lián)補償型故障限流器，該裝置可以與固定電容串聯(lián)，也可以單獨運行。單獨運行時，該裝置在夜間電網(wǎng)電壓過高時通過調(diào)節(jié)輸出電抗可以起到降低受端電壓的作用；與固定電容串聯(lián)運行時，該裝置在電網(wǎng)正常運行情況下通過調(diào)節(jié)直流偏置電流實現(xiàn)輸出電抗的平滑調(diào)節(jié)，從而調(diào)節(jié)串聯(lián)電容的補償系數(shù)；當電網(wǎng)發(fā)生故障時，該裝置可以迅速減小直流偏置電流，投入大電抗實現(xiàn)故障限流，從而兼具串聯(lián)補償和故障限流的功能。

1 串聯(lián)補償型故障限流器基本原理

1982年Raju等人提出了飽和鐵芯型故障限流器（SCFCL）的工作原理［14］，它主要由日字型鐵芯、2個交流線圈和1個直流線圈組成（見圖1），其中，直流線圈為鐵芯提供直流偏磁，交流線圈串聯(lián)至電網(wǎng)中。

圖1 飽和鐵芯型故障限流器鐵芯結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of core of saturated core FCL

從鐵芯磁化角度分析，飽和鐵芯型故障限流器主要工作在2個區(qū)域［15］，如圖2所示。電網(wǎng)正常運行時，直流偏置電流使鐵芯深度飽和，交流線圈電抗較小，兩端壓降很小，不影響電網(wǎng)正常運行，鐵芯工作在A1A2段。當電網(wǎng)發(fā)生故障時，鐵芯退出飽和，交流線圈電抗增大，限制短路電流，鐵芯工作在OA1段。

由于鐵芯的磁導率隨著直流偏置電流的變化而變化，因此可以通過控制直流偏置電流調(diào)節(jié)交流線圈的輸出電抗。圖3說明了鐵芯型故障限流器調(diào)節(jié)的基本原理，當直流偏置電流Idc使鐵芯處于工作點Ha時，磁化曲線的斜率為Ka；當鐵芯處于工作點Hb時，磁化曲線的斜率為Kb。因此可以通過改變直流偏置電流Idc，實現(xiàn)鐵芯工作點的改變，從而調(diào)節(jié)電抗輸出。當串聯(lián)補償型故障限流器與固定電容串聯(lián)時，調(diào)節(jié)鐵芯的輸出電抗就可以改變電容的補償系數(shù)。

圖2 飽和鐵芯型故障限流器原理Fig.2 Principle of saturated core FCL

圖3 輸出電抗的調(diào)節(jié)原理Fig.3 Principle of output reactance adjustment

目前在電網(wǎng)中進行并聯(lián)無功補償?shù)目煽仉娍蛊髦饕獮榇砰y式可控電抗器［16-17］，也有新型的低諧波直流助磁式可控電抗器提出［18］，但是傳統(tǒng)的磁控電抗器在鐵芯上沒有氣隙。為了減小交流電流對鐵芯飽和深度的影響，以及改變鐵芯磁導率μ的變化速率，實現(xiàn)良好的電抗輸出特性，在串聯(lián)補償型故障限流器的鐵芯增開氣隙，如圖4所示。下面以簡單的鐵芯磁路開氣隙分析氣隙對鐵芯的影響。

圖4 開氣隙的鐵芯Fig.4 Core with gap

根據(jù)磁路定理有：

其中，l為磁路長度；δ為氣隙長度；N為線圈繞制匝數(shù)；Hl為磁芯的場強；Hδ為氣隙的場強。因為氣隙很小，不考慮流過氣隙外部的磁通，則鐵芯磁通為：

其中，A為截面積；Bl為鐵芯磁感應(yīng)強度；Bδ為氣隙磁感應(yīng)強度。

根據(jù)式（1）、（2）推導如下：

其中，μr為相對磁導率；μ0為真空磁導率；μe為等效相對磁導率。

鐵芯帶有氣隙后，等效相對磁導率變?yōu)樵瓉淼模?+μrδ/l）×100%。 對于高磁導率硅鋼片而言，通過開氣隙，雖然增大了使鐵芯進入飽和狀態(tài)的直流勵磁電流，但是由于磁導率變化更加平緩，交流電流對鐵芯工作點的影響減小，電抗器的諧波減小。

2 直流控制系統(tǒng)設(shè)計

直流控制系統(tǒng)由1個單相可調(diào)變壓器、AC-DC整流電路、DC-DC斬波調(diào)壓電路、直流線圈和氧化鋅電阻組成，如圖5所示。正常運行時，VT2閉合，通過滯環(huán)比較技術(shù)對VT1進行控制，從而使電流跟蹤給定值；當直流線圈需要快速放電時，打開VT1和VT2，放電氧化鋅電阻被串接入直流線圈回路，此時氧化鋅電阻工作在限壓狀態(tài)，從而可以快速地減小直流線圈電流。

圖5 直流控制系統(tǒng)Fig.5 Schematic diagram of DC control system

為了獲得更快速的電抗調(diào)節(jié)效果，直流控制系統(tǒng)采用直流電流雙滯環(huán)比較控制技術(shù)。

雙滯環(huán)比較控制技術(shù)如圖6所示。圖6中，ir為參考輸入電流指令；if為直流線圈電流反饋；h為小滯環(huán)誤差；h1為大滯環(huán)誤差。當if-ir＞h時，VT1打開，直流線圈電流下降；當if-ir＜-h時，VT1閉合，直流線圈電流上升。依此反復(fù)，實現(xiàn)對直流線圈電流的跟蹤控制，使其跟隨指令電流ir。如果指令電流ir發(fā)生突變，if與ir偏離過大，此時按照原來的控制策略打開VT1，則直流線圈依靠自身的壓降及二極管壓降來減小電流，電流減小緩慢。當if-ir＞h1時，打開VT1和VT2，將氧化鋅電阻串入直流線圈回路，使直流線圈電流迅速減?。划旊娏鲿r，繼續(xù)使用原來的滯環(huán)比較控制策略，可以有效地跟蹤指令電流。

圖6 直流線圈電流控制策略Fig.6 Control strategy of DC coil current

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 試驗樣機及平臺

為了驗證串聯(lián)補償型故障限流器的限流補償效果和雙滯環(huán)比較跟蹤控制技術(shù)性能，研制了限流器樣機，樣機選用武鋼非取向硅鋼片50WW470制作，日字型鐵芯選用E疊片和I疊片進行疊加，中間柱和兩邊柱上均保留了1.25 mm的氣隙，從而獲得更理想的電抗器輸出效果，限流器的參數(shù)如表1所示。

表1 故障限流器參數(shù)Table 1 Parameters of FCL

同時按圖7設(shè)計的短路試驗平臺對小型限流器試驗樣機進行測試，模擬限流器工作于正常線路和短路線路時的狀態(tài)。其中，負載電阻Rload為192 Ω；系統(tǒng)電阻Rs為20 Ω；系統(tǒng)電感為 Ls；固態(tài)繼電器SSR1為短路模擬開關(guān)，固態(tài)繼電器SSR2為交流工作電路開關(guān)。

圖7 測試系統(tǒng)原理圖Fig.7 Schematic diagram of test system

3.2 電流跟蹤效果分析

圖8為指令電流由5 A變?yōu)? A時直流線圈電流及氧化鋅電阻上的電壓（即電抗器直流電壓udc）。 當指令電流由 5 A 變?yōu)?1 A 時，if-ir＞h1，根據(jù)雙滯環(huán)比較跟蹤控制策略，將氧化鋅電阻串入線圈回路吸收能量。由于氧化鋅電阻的作用，直流電流迅速下降。當直流線圈電流降到1 A左右時，氧化鋅電阻退出直流線圈回路，直流控制系統(tǒng)繼續(xù)用常規(guī)滯環(huán)控制方式控制線圈電流。通過雙滯環(huán)比較跟蹤控制技術(shù)，直流線圈電流值從5 A減小為1 A的時間大約只用了1 ms，并呈直線下降。直流線圈電流從5 A降至1 A的過程中，氧化鋅電阻上的壓降從900 V降到850 V，電流下降了80%，而電壓只下降了6%。如果使用常規(guī)電阻，將大幅增加直流線圈的放電時間。

圖8 氧化鋅電阻電壓及直流線圈電流Fig.8 Voltage of ZnO resistor and DC coil current

3.3 短路限流效果分析

為了對串聯(lián)補償型故障限流器的限流效果進行分析，進行短路限流試驗，試驗過程中限流器電壓、電流如圖9所示。當故障發(fā)生時，直流控制系統(tǒng)立即對限流器直流線圈放電。雖然直流線圈電流在1 ms內(nèi)降到0 A，然而由于實驗所用限流器的2個交流線圈為并聯(lián)結(jié)構(gòu)，因此，當直流線圈快速放電時，引起2個交流線圈產(chǎn)生環(huán)流，鐵芯并未立即退出飽和。隨著鐵芯慢慢退出飽和，交流線圈電抗增大，交流線圈上的電壓也逐漸增大，短路電流逐漸減小。

圖9 故障限流器電壓和電流試驗波形Fig.9 Experimental waveforms of FCL voltage and current

為了對比分析限流器的限流效果，進行了不投入限流器直接短路的試驗，圖10為未投入限流器和投入限流器時短路電流波形。由圖可見，限流器有效地減小了短路電流值。

圖10 投入和不投入限流器時的短路電流Fig.10 Short circuit current with and without FCL

3.4 電抗調(diào)節(jié)性能分析

圖11 輸出電抗控制特性Fig.11 Control characteristics of output reactance

圖11所示為串聯(lián)補償型故障限流器電抗調(diào)節(jié)性能的曲線圖。通過改變直流線圈的指令電流，使限流器工作在磁化曲線的不同工作點，有效地改變了限流器的交流輸出電抗。如果將本文限流器與固定電容串聯(lián)，則能實現(xiàn)串聯(lián)補償系數(shù)的調(diào)節(jié)。

3.5 重合閘分析

當故障發(fā)生并持續(xù)一定的時間之后，斷路器斷開故障線路，此時故障限流器應(yīng)立即對直流線圈進行快速充磁，使交流繞組在斷路器重合閘之前恢復(fù)至低阻抗狀態(tài)［20］。配電網(wǎng)中常見的重合閘時間為1 s或更短［21］，如果直流電流不能在重合閘之前恢復(fù)，則重合閘之后交流繞組的壓降較大，可能影響電網(wǎng)的正常運行。

故障限流器在重合閘試驗時的電壓、電流如圖12所示，其中重合閘時間為0.6 s。在此期間，直流控制系統(tǒng)對直流線圈充電，使鐵芯盡快恢復(fù)飽和狀態(tài)，0.83 s時重新合上線路，限流器已經(jīng)恢復(fù)正常狀態(tài)，對電網(wǎng)沒有影響。

圖12 故障限流器電壓、電流波形Fig.12 Waveforms of FCL voltage and current

重合閘期間直流線圈的充電過程如圖13所示。當斷路器斷開線路后，直流線圈開始充電。直流線圈電流從0 A升至5 A只用了0.05 s，小于重合閘時間。由于直流線圈電流的增大，AC-DC整流電路的電壓輸出有所下降。

圖13 直流線圈充電過程電流、電壓波形Fig.13 Waveforms of current and voltage during DC coil charging

4 結(jié)論

本文提出在固定電容串聯(lián)補償?shù)幕A(chǔ)上，使用串聯(lián)補償型故障限流器實現(xiàn)補償系數(shù)的調(diào)節(jié)，并在故障時限制短路電流。串聯(lián)補償型故障限流器的直流控制系統(tǒng)利用氧化鋅電阻的非線性特性并結(jié)合雙滯環(huán)比較控制策略對直流電流進行快速調(diào)節(jié)。由試驗結(jié)果可以看出，通過雙滯環(huán)比較控制策略對直流電流進行控制，直流電流有效地跟蹤了指令電流，限流器快速輸出不同的交流電抗，實現(xiàn)了對串聯(lián)補償系數(shù)的調(diào)節(jié)。故障限流器在系統(tǒng)發(fā)生短路故障時有效地減小了短路電流，并在重合閘時間內(nèi)完成對直流線圈的充電，配合重合閘完成。