一種新型超導(dǎo)直流故障限流器

熊佳玲，李文鑫，楊 超，楊天慧，信 贏

一種新型超導(dǎo)直流故障限流器

熊佳玲，李文鑫，楊 超，楊天慧，信 贏

(天津大學(xué)電氣自動(dòng)化與信息工程學(xué)院，天津 300072)

與用于交流系統(tǒng)或雙極直流系統(tǒng)的限流器不同，用于多端柔性直流系統(tǒng)的故障限流裝置應(yīng)能夠在短路故障發(fā)生初期有效抑制故障電流的快速上升，避免在線路斷路器動(dòng)作之前換流器橋臂閉鎖。針對(duì)這一性能要求提出了一種專門(mén)用于多端柔性直流電網(wǎng)中的新型超導(dǎo)故障限流器的基本結(jié)構(gòu)和工作原理，并制作了原理驗(yàn)證樣機(jī)。通過(guò)對(duì)原理驗(yàn)證樣機(jī)開(kāi)展的一系列實(shí)驗(yàn)，證明了設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)與原理的可行性。實(shí)驗(yàn)結(jié)果也充分展示了這類限流器的功能特性，如其能充分利用鐵芯的最大磁導(dǎo)率在短路故障發(fā)生的幾個(gè)毫秒內(nèi)實(shí)現(xiàn)最大限流感抗，從而有效抑制故障早期的短路電流上升率。此外，可以通過(guò)對(duì)超導(dǎo)隔離環(huán)組數(shù)量的調(diào)整，設(shè)定限流器的限流閾值，靈活適應(yīng)不同直流系統(tǒng)的限流需求。

超導(dǎo)；限流器；直流電網(wǎng)；限流閾值；短路故障

0 引言

隨著人們對(duì)電網(wǎng)輸送能力和系統(tǒng)供電可靠性要求的不斷提高，高壓直流輸電在遠(yuǎn)距離、大容量輸電和區(qū)域互聯(lián)中得到了廣泛應(yīng)用[1-5]。然而，一旦直流輸電系統(tǒng)發(fā)生短路故障，由于系統(tǒng)阻尼小，故障電流將急劇升高，對(duì)線路、設(shè)備造成嚴(yán)重威脅[6-8]。直流不存在電流過(guò)零點(diǎn)，使得研發(fā)高電壓等級(jí)、大容量直流斷路器的技術(shù)困難較大[9]，故目前可行的解決方案之一是利用有效的限流設(shè)備將短路故障電流限制到后級(jí)斷路器可開(kāi)斷的程度[10]?；趥鹘y(tǒng)材料和技術(shù)制作的限流設(shè)備無(wú)法同時(shí)滿足電網(wǎng)正常輸電時(shí)的低阻抗和短路故障時(shí)的高阻抗要求，而超導(dǎo)材料制作的超導(dǎo)限流器可以做到[11-20]，所以研究適合于直流電網(wǎng)的超導(dǎo)限流器是十分有必要的。

超導(dǎo)直流限流器根據(jù)限流阻抗特性可分為電阻型和電感型，其中電阻型主要是利用超導(dǎo)元件在故障期間產(chǎn)生的失超電阻限制故障電流，而電感型則是利用超導(dǎo)元件與限流元件的磁通耦合特性在故障期間產(chǎn)生的大電感限制故障電流。2018年，華中科技大學(xué)研制出一臺(tái)220 V/10 A的電感型超導(dǎo)直流限流器小型實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，并通過(guò)了原理驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)[21]。2020年，江蘇電力公司研制了一臺(tái)20 kV/400 A的電阻型超導(dǎo)直流限流器，并在蘇州電器科學(xué)研究院進(jìn)行了性能測(cè)試[22]。同年，中科院電工所提出了40 kV/2 kA的電阻型超導(dǎo)直流限流器，并進(jìn)行了相關(guān)測(cè)試[23]。2020年，我國(guó)南澳柔直輸電示范工程掛網(wǎng)運(yùn)行了一臺(tái)±160 kV/1 kA的電阻型超導(dǎo)直流限流器，其是目前世界上電壓等級(jí)最高的高溫超導(dǎo)直流限流器實(shí)體樣機(jī)[24]。2020年，韓國(guó)昌原國(guó)立大學(xué)提出了15 kV/3 kA飽和鐵芯型超導(dǎo)直流限流器的詳細(xì)設(shè)計(jì)流程和相應(yīng)配置[25]。2021年，該大學(xué)研制了一臺(tái)飽和鐵芯型超導(dǎo)直流限流器小型實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，并對(duì)其在500 V/50 A直流電源系統(tǒng)上的運(yùn)行進(jìn)行了測(cè)試[26]。

對(duì)于多端柔性直流輸電系統(tǒng)而言，電阻型超導(dǎo)限流器雖然可以有效地限制持續(xù)故障電流的幅值，但其對(duì)于短路故障初期電流上升率的抑制作用十分有限[27]，這將導(dǎo)致?lián)Q流器因故障電流的快速上升而提早閉鎖，進(jìn)而可能引發(fā)多端直流系統(tǒng)更大范圍內(nèi)的故障[28]。因此，為了配合直流斷路器快速高效地切斷故障線路，實(shí)際多端柔性直流輸電系統(tǒng)中，需要利用電感在故障最初的幾毫秒內(nèi)抑制故障電流上升率，然后利用一定的電阻抑制短路電流的幅值[29-31]。

本文提出了一種全新的電感型超導(dǎo)限流器原理，其性能特性是保證直流電網(wǎng)合閘時(shí)不會(huì)立即投入一個(gè)較大的電感而引起電網(wǎng)的電壓和電流振蕩[29]，在正常輸電時(shí)阻抗很小，在線路發(fā)生短路故障時(shí)能提供較大的感抗，有效限制故障電流的上升速率。這種限流器特別適合于柔性多端直流系統(tǒng)，用來(lái)防止換流器橋臂過(guò)早閉鎖，保證故障支路上的斷路器在換流器橋臂閉鎖之前完成開(kāi)斷動(dòng)作，從而將故障支路隔離。

根據(jù)新的電感型超導(dǎo)限流器原理，完成了樣機(jī)設(shè)計(jì)、制作和實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了所提原理的正確性和可行性，并展示了這種限流器的功能特點(diǎn)。

1 新型超導(dǎo)直流限流器結(jié)構(gòu)及工作原理

1.1 基本結(jié)構(gòu)

本文提出的新型超導(dǎo)直流限流器主要由通流/限流電感線圈、超導(dǎo)隔離環(huán)組和磁性芯柱(鐵芯)構(gòu)成，通流/限流電感線圈和超導(dǎo)隔離環(huán)組由外到內(nèi)依次同軸嵌套在磁性芯柱上，其基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。

磁性芯柱由軟磁合金壓制或由硅鋼片組合而成。其相對(duì)磁導(dǎo)率越大、截面積越大、有效磁路長(zhǎng)度越短，通流/限流電感線圈與磁性芯柱耦合后的電感值越大。使用磁性芯柱是為了提高通流/限流電感線圈限流時(shí)的電感值，在同樣尺寸和匝數(shù)的條件下，可以數(shù)十倍甚至上百倍地提高限流器的限流阻抗。故鐵芯的使用可以顯著減小制作電感線圈的導(dǎo)線數(shù)量需求，降低限流器制作成本，同時(shí)大大減小限流器的體積，便于運(yùn)輸和安裝。

通流/限流電感線圈由超導(dǎo)導(dǎo)線繞制而成，在工作時(shí)作為電感元件串聯(lián)接入被保護(hù)的直流線路中。當(dāng)磁性芯柱參數(shù)確定后，線圈電感值一方面受線圈尺寸和匝數(shù)的影響，另一方面受線圈與磁性芯柱耦合程度的影響，耦合程度越高，電感值越大。而當(dāng)其與磁性芯柱完全脫離耦合時(shí)，就等于一個(gè)空心線圈，電感值達(dá)到最小。

超導(dǎo)隔離環(huán)組由若干個(gè)匝數(shù)相等的閉合超導(dǎo)導(dǎo)體環(huán)并列組成，其用來(lái)控制通流/限流電感線圈與磁性芯柱的耦合程度以及決定限流閾值。

這種限流器的限流閾值是由超導(dǎo)隔離環(huán)組總的超導(dǎo)臨界電流決定的。在每個(gè)超導(dǎo)環(huán)的臨界電流基本相同時(shí)，超導(dǎo)環(huán)的個(gè)數(shù)就決定了限流閾值。

1.2 工作原理

1.2.1正常輸電狀態(tài)

在上述結(jié)構(gòu)中將限流器的通流/限流電感線圈和超導(dǎo)隔離環(huán)組置于低溫容器內(nèi)，采用液氮浸泡使線圈和超導(dǎo)隔離環(huán)組在線路合閘前處于超導(dǎo)態(tài)。

圖2 新型超導(dǎo)直流限流器的二維示意圖

在這種狀態(tài)下，通流/限流電感線圈的電感值最小，合閘后線路可以迅速進(jìn)入穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)。

在正常直流輸電過(guò)程中，由于電流不會(huì)劇烈地波動(dòng)，所以通流/限流電感線圈的電感不會(huì)對(duì)電網(wǎng)產(chǎn)生不良影響，磁性芯柱也將保持非磁化狀態(tài)。

1.2.2故障限流狀態(tài)

如果線路中的電流超過(guò)了限流閾值，超導(dǎo)隔離環(huán)就會(huì)開(kāi)始失超，不再能夠完全屏蔽通流/限流電感線圈產(chǎn)生的磁通，線圈與鐵芯之間出現(xiàn)磁通耦合。磁通耦合將急劇增大通流/限流電感線圈的電感值，限流器遂進(jìn)入限流狀態(tài)。

在實(shí)際應(yīng)用中，限流器的限流閾值是要根據(jù)系統(tǒng)保護(hù)策略要求來(lái)確定的。短路電流小于限流閾值的短路故障一般是可以自愈的，不需要線路斷路器動(dòng)作。這時(shí)限流器的工作狀態(tài)與正常輸電時(shí)一樣，處于低阻抗?fàn)顟B(tài)，鐵芯仍舊保持非磁化狀態(tài)。

當(dāng)短路電流大于設(shè)定的限流閾值時(shí)，隨著通流/限流電感線圈中的短路電流急劇增加，超導(dǎo)隔離環(huán)組上的感應(yīng)電流也隨之增大。當(dāng)感應(yīng)電流超過(guò)了超導(dǎo)隔離環(huán)組的臨界電流，超導(dǎo)隔離環(huán)組失超。此時(shí)，超導(dǎo)隔離環(huán)組上感應(yīng)電流產(chǎn)生的磁通不再能夠抵消短路電流產(chǎn)生的磁通變化，線圈會(huì)與磁性芯柱發(fā)生磁通耦合。

由式(7)可知，故障限流狀態(tài)下限流器的電感主要由磁性芯柱的磁導(dǎo)率決定。而當(dāng)線圈與磁性芯柱發(fā)生磁通耦合時(shí)，磁性芯柱被磁化后的磁導(dǎo)率以圖3所示的規(guī)律急劇增加，使磁性芯柱進(jìn)入高磁導(dǎo)率狀態(tài)，線圈電感值F隨之增大，限流器呈現(xiàn)出很高的感抗，有效地限制線路中短路電流的繼續(xù)增大。

圖3 鐵芯磁感應(yīng)強(qiáng)度和磁導(dǎo)率與磁化強(qiáng)度的關(guān)系

2 新型超導(dǎo)直流限流器原理驗(yàn)證樣機(jī)

原理驗(yàn)證樣機(jī)主要由4個(gè)部分組成，如圖4所示，依次為通流/限流電感線圈、超導(dǎo)隔離環(huán)組、磁性芯柱和低溫容器，各個(gè)部分的詳細(xì)描述如下。

圖4 樣機(jī)4個(gè)部分照片

(a) 通流/限流電感線圈

通流/限流電感線圈由Bi-2223超導(dǎo)帶材繞制而成，線圈總匝數(shù)為60，線圈內(nèi)徑156 mm、外徑166 mm、高292 mm，匝間纏繞低溫膠帶用于電氣絕緣。線圈骨架為內(nèi)徑156 mm、外徑190 mm、高295 mm的玻璃鋼骨架筒。電流引線由長(zhǎng)450 mm、厚3 mm、寬25 mm的純銅條制作。

(b) 超導(dǎo)隔離環(huán)組

超導(dǎo)隔離環(huán)組最多可設(shè)置20個(gè)超導(dǎo)環(huán)，每個(gè)超導(dǎo)環(huán)內(nèi)徑138 mm、外徑150 mm、高13 mm，為Bi-2223超導(dǎo)帶材繞成的2匝雙餅型線圈。超導(dǎo)環(huán)固定在內(nèi)徑121 mm、外徑130 mm的玻璃鋼隔板上，然后均勻放置在內(nèi)徑118 mm、外徑130 mm、高315 mm的玻璃鋼支撐筒上。

本樣機(jī)所使用的Bi-2223超導(dǎo)帶材均是由日本住友電工生產(chǎn)的厚0.22 mm、寬4 mm的高溫超導(dǎo)線材，出廠給定77 K自場(chǎng)下臨界電流為130 A。

(c) 磁性芯柱

樣機(jī)選用方形可拆卸式閉合鐵芯，鐵芯采用高磁導(dǎo)率的30Q120硅鋼片疊壓而成，硅鋼片鐵芯的相對(duì)磁導(dǎo)率可達(dá)7 000～10 000。鐵芯直徑為45 mm，鐵芯窗口寬度為129 mm，窗口高度為474 mm。

(d) 低溫容器

低溫容器由環(huán)氧樹(shù)脂加工而成，分為兩部分。第一部分內(nèi)徑41 mm、外徑101 mm、高470 mm，用于放置磁性芯柱；第二部分內(nèi)徑196 mm、外徑255 mm、高470 mm，用于放置通流/限流電感線圈和超導(dǎo)隔離環(huán)組。第二部分中裝滿液氮使線圈和超導(dǎo)隔離環(huán)組處于超導(dǎo)態(tài)。

由上述4部分組裝完成后的原理驗(yàn)證樣機(jī)照片如圖5所示。組裝過(guò)程如下：先將鐵芯的一條腿穿過(guò)低溫容器，再將超導(dǎo)隔離環(huán)組和通流/限流電感線圈由內(nèi)到外同軸放置在低溫容器中，最后將鐵芯閉合，這樣就形成了一個(gè)完整原理驗(yàn)證樣機(jī)。

圖5 組裝完成后的原理驗(yàn)證樣機(jī)照片

3 原理驗(yàn)證樣機(jī)實(shí)驗(yàn)研究

基于所搭建的樣機(jī)，設(shè)計(jì)并實(shí)施了鐵芯功能驗(yàn)證、超導(dǎo)隔離環(huán)組功能驗(yàn)證、樣機(jī)限流功能測(cè)試實(shí)驗(yàn)。鐵芯功能驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)通過(guò)比較有、無(wú)鐵芯的限流器對(duì)同一短路電流的限制效果，探究了鐵芯對(duì)限流器限流能力的影響。超導(dǎo)隔離環(huán)組功能驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)通過(guò)對(duì)0、5、9、11、13個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器進(jìn)行短路實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了超導(dǎo)隔離環(huán)組的三個(gè)功能。樣機(jī)限流功能測(cè)試實(shí)驗(yàn)比較了直流線路中有、無(wú)限流器對(duì)短路電流的限制效果，驗(yàn)證了所提出的新型超導(dǎo)直流限流器限流效果的顯著性。

實(shí)驗(yàn)電路如圖6所示。實(shí)驗(yàn)選用3塊額定電壓12 V、容量200 AH的鉛酸蓄電池并聯(lián)供電，開(kāi)關(guān)K1與K2均使用通斷容量600 A的直流固態(tài)繼電器。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中使用橫河DL850錄波儀對(duì)電壓、電流波形進(jìn)行監(jiān)視記錄，其中的電流信號(hào)采用與錄波儀配套的電流鉗表進(jìn)行測(cè)量與采集。實(shí)驗(yàn)平臺(tái)照片如圖7所示。

圖6 實(shí)驗(yàn)電路圖

圖7 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)照片

3.1 鐵芯功能驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)與結(jié)果分析

本實(shí)驗(yàn)控制唯一變量為限流器中有、無(wú)鐵芯，限流器中不設(shè)置超導(dǎo)隔離環(huán)組。實(shí)驗(yàn)過(guò)程如下：按實(shí)驗(yàn)電路圖6連接電路，其中R2支路不接入電路中，閉合K1，使線路發(fā)生短路故障。調(diào)節(jié)R1阻值使最大短路故障電流為120 A。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8所示，電感計(jì)算公式為

圖8 有、無(wú)鐵芯限流對(duì)比

式中：為限流器電感；為限流器兩端電壓；為流過(guò)限流器的電流。

由圖8可以看出：10 ms時(shí)，K1合閘通電，線路發(fā)生短路故障；短路發(fā)生10 ms后，無(wú)鐵芯限流器中短路電流為116.27 A，限流器兩端電壓為0.39 V，限流器電感為0.27 mH；有鐵芯限流器中短路電流為9.38 A，限流器兩端電壓為10.57 V，限流器電感為6.92 mH。這證明了鐵芯可顯著提高限流器的限流電感。

3.2 超導(dǎo)隔離環(huán)組功能驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)與結(jié)果分析

超導(dǎo)隔離環(huán)組具有三個(gè)功能：一是在線路合閘時(shí)保證鐵芯不被磁化，從而避免限流器的大電感影響正常直流輸電的穩(wěn)定啟動(dòng)；二是在故障限流時(shí)充分利用鐵芯最大磁導(dǎo)率限流；三是可以根據(jù)需要設(shè)計(jì)限流器的限流閾值大小。因此，設(shè)計(jì)三組實(shí)驗(yàn)分別驗(yàn)證超導(dǎo)隔離環(huán)組的三個(gè)功能。由于已經(jīng)證明鐵芯可顯著提高限流效果，所以在后續(xù)實(shí)驗(yàn)中均采用有鐵芯的限流器。

3.2.1功能一的驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)

本實(shí)驗(yàn)分別對(duì)安裝0個(gè)、11個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器進(jìn)行短路實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)過(guò)程如下：按實(shí)驗(yàn)電路圖6連接電路，先合閘K1，使線路工作在正常運(yùn)行狀態(tài)，再合閘K2，使線路發(fā)生短路故障。通過(guò)調(diào)節(jié)R1和R2的阻值，設(shè)置正常運(yùn)行電流為11 A，最大短路故障電流為110 A。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。

由圖9(a)可以看出：100 ms時(shí)，K1合閘通電，安裝0個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器電流上升受到抑制，電流上升到穩(wěn)定運(yùn)行值11 A需要30 ms；而安裝11個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器對(duì)應(yīng)的電流迅速達(dá)到11 A。由圖9(b)可以看出：安裝11個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器兩端電壓明顯低于0個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器，其值為0。由圖9(c)可以看出：在線路合閘時(shí)，安裝0個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器具有大電感，而安裝11個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器最大電感值僅為0.12 mH。這表明安裝0個(gè)超導(dǎo)環(huán)(無(wú)超導(dǎo)隔離環(huán)組)的限流器在線路合閘時(shí)，鐵芯會(huì)被磁化，與線圈耦合產(chǎn)生大電感，從而抑制電流的上升率，并在限流器兩端產(chǎn)生電壓降落。然而，安裝11個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器在線路合閘時(shí)，超導(dǎo)隔離環(huán)起隔離作用，避免了鐵芯被磁化和大電感對(duì)合閘通流的影響。

3.2.2功能二的驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)

本實(shí)驗(yàn)分別對(duì)安裝0個(gè)、5個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器進(jìn)行短路實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)過(guò)程與3.2.1節(jié)一致。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖10所示。

由圖10(a)可以看出：300 ms時(shí)，K2合閘，線路發(fā)生短路故障，短路發(fā)生10 ms后，安裝0個(gè)、5個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器對(duì)應(yīng)的短路電流分別為91.48 A、62.56 A，5個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器在短路發(fā)生后產(chǎn)生了顯著的限流效果。由圖10(b)可以看出：短路發(fā)生10 ms后，安裝0個(gè)、5個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器兩端電壓分別為1.91 V、4.88 V。由圖10(c)可以看出：短路發(fā)生10 ms后，安裝0個(gè)、5個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器電感分別為0.29 mH、21.59 mH。結(jié)合功能一的驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)，從上述結(jié)果可以得出，安裝0個(gè)超導(dǎo)環(huán)(無(wú)超導(dǎo)隔離環(huán)組)的限流器在合閘時(shí)鐵芯已被磁化，鐵芯磁導(dǎo)率已越過(guò)最大值進(jìn)入逐步減小的區(qū)段(參考圖3)。當(dāng)發(fā)生短路故障后，鐵芯磁導(dǎo)率繼續(xù)減小并進(jìn)入飽和狀態(tài)，短路電流迅速達(dá)到穩(wěn)定值。因此，無(wú)超導(dǎo)隔離環(huán)組的限流器在合閘階段鐵芯的磁化很大程度上削弱了其對(duì)線路短路電流的限制能力。然而，安裝5個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器在合閘時(shí)鐵芯未被磁化，鐵芯磁導(dǎo)率處于快速上升的區(qū)段。當(dāng)發(fā)生短路故障后，超導(dǎo)隔離環(huán)組失去隔離作用，線圈與鐵芯完全耦合，且鐵芯磁導(dǎo)率迅速上升經(jīng)過(guò)最大值，限流器產(chǎn)生大電感抑制電流上升率。綜上所述，超導(dǎo)隔離環(huán)組起到了保證利用鐵芯最大磁導(dǎo)率限流的作用。

3.2.3功能三的驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)

本實(shí)驗(yàn)分別對(duì)安裝5個(gè)、9個(gè)和13個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器進(jìn)行短路實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)過(guò)程與3.2.1節(jié)一致。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖11所示。

由圖11(a)可以看出：300 ms時(shí)，K2合閘，線路發(fā)生短路故障，安裝5個(gè)、9個(gè)、13個(gè)超導(dǎo)環(huán)的限流器分別在短路發(fā)生3 ms、6 ms、10 ms后開(kāi)始限流，開(kāi)始限流時(shí)短路電流分別為60.52 A、91.70 A、107 A。由圖11(b)可以看出：開(kāi)始限流時(shí)限流器兩端電壓分別為5.10 V、1.91 V、0.38 V。以上結(jié)果可表明，不同超導(dǎo)環(huán)數(shù)對(duì)應(yīng)不同的限流閾值，限流閾值隨超導(dǎo)環(huán)數(shù)的增加而增大。此外，還可以看出，數(shù)量過(guò)多的超導(dǎo)環(huán)會(huì)嚴(yán)重影響限流效果。因此，根據(jù)需要來(lái)調(diào)整超導(dǎo)環(huán)的數(shù)量，從而設(shè)計(jì)合適的限流閾值。

3.3 樣機(jī)限流功能測(cè)試實(shí)驗(yàn)與結(jié)果分析

本實(shí)驗(yàn)控制唯一變量為直流線路中有、無(wú)限流器，限流器中加入鐵芯并安裝5個(gè)超導(dǎo)環(huán)。實(shí)驗(yàn)過(guò)程與3.2.1節(jié)一致。實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖12所示。

由圖12(a)可以看出：300 ms時(shí)，K2合閘，線路發(fā)生短路故障，無(wú)限流器線路中的短路電流迅速達(dá)到最大值110 A，而有限流器的線路需要50～60 ms達(dá)到最大值。短路發(fā)生5 ms之后，無(wú)限流器線路中的短路電流為109.81 A，已達(dá)到最大短路電流。有限流器線路中的短路電流為61.63 A，短路電流被抑制了43.97%。由圖12(c)可以看出：短路發(fā)生5 ms之后，有、無(wú)限流器線路上電感分別為16.56 mH、0 mH。這表示所提出的新型超導(dǎo)直流限流器可在發(fā)生短路故障時(shí)提供大感抗，有效抑制短路電流的上升率。

3.4 新型超導(dǎo)直流限流器在多端柔性直流系統(tǒng)中的應(yīng)用價(jià)值

除了上面實(shí)驗(yàn)所驗(yàn)證的功能特點(diǎn)，超導(dǎo)環(huán)組還可以在故障后快速恢復(fù)到超導(dǎo)態(tài)，使整個(gè)限流器快速恢復(fù)到低電抗?fàn)顟B(tài)。這是因?yàn)槌瑢?dǎo)環(huán)組中的所有超導(dǎo)環(huán)都是獨(dú)立且不相連的，彼此之間有較大的空隙，這有助于承受更大的電壓沖擊和更迅速的冷卻。而且在直流系統(tǒng)故障期間，由于超導(dǎo)環(huán)組兩端的電壓與超導(dǎo)線圈匝數(shù)成反比，因此超導(dǎo)環(huán)組兩端的電壓遠(yuǎn)低于超導(dǎo)線圈兩端的電壓，即所提出的超導(dǎo)限流器特別適于高壓直流系統(tǒng)的應(yīng)用。此外，在故障清除之后，超導(dǎo)環(huán)組的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)也有利于其與液氮進(jìn)行熱量交換，加速其恢復(fù)到超導(dǎo)態(tài)。

當(dāng)安裝了所提出的超導(dǎo)限流器后，多端柔性直流系統(tǒng)可以快速高效地清除短路故障，避免換流器閉鎖而可能引發(fā)的更大范圍的故障，這有利于提升多端柔性直流系統(tǒng)應(yīng)對(duì)短路故障的生存能力。通過(guò)快速隔離故障線路，可以有效地減少多端柔性直流系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)損失。由于所提出的超導(dǎo)限流器主要利用電感限制故障電流，因此超導(dǎo)線圈不必失超，并可以采用較為低廉的銅線圈替換。

超導(dǎo)環(huán)組的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，需要的超導(dǎo)材料較少，便于大規(guī)模制作。相比于利用失超進(jìn)行限流的電阻型超導(dǎo)限流器，本文所提的超導(dǎo)限流器需要的超導(dǎo)材料相對(duì)較少，也不需要額外的制冷容量在故障期間移除大量的焦耳熱，因此成本可以遠(yuǎn)低于電阻型超導(dǎo)限流器。此外，為了增強(qiáng)限流效果，可以通過(guò)適當(dāng)?shù)姆绞皆O(shè)置大功率電阻器配合限制持續(xù)故障電流，這也有助于降低限流器的成本。

4 結(jié)論

本文闡述了一種新的電感型超導(dǎo)直流限流器的結(jié)構(gòu)和工作原理，介紹了原理驗(yàn)證樣機(jī)的制作和實(shí)驗(yàn)。通過(guò)對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的分析，可以得出如下結(jié)論。

1) 所提出的超導(dǎo)直流限流器在原理上是正確的，可以有效地抑制直流電網(wǎng)短路故障電流的初始上升率。

2) 這種電感型限流器在故障限流時(shí)可以提供足夠大的限流電感，但在電路正常運(yùn)行合閘時(shí)可以避免因投入一個(gè)大電感對(duì)直流電網(wǎng)穩(wěn)定性產(chǎn)生的不利影響。

3) 可以通過(guò)調(diào)整超導(dǎo)隔離環(huán)的數(shù)量來(lái)設(shè)計(jì)限流器的限流閾值，滿足不同電網(wǎng)的需要。

本文提出了一種應(yīng)用于多端柔性直流輸電電網(wǎng)的新型超導(dǎo)直流限流器，該限流器能在故障發(fā)生初期幾毫秒內(nèi)有效限制短路電流上升率，防止換流器橋臂過(guò)早閉鎖。所提出的超導(dǎo)直流限流器與限流電阻和快速開(kāi)關(guān)相結(jié)合，可以構(gòu)成對(duì)多端柔性直流輸電電網(wǎng)的可靠保護(hù)。

[1] 安婷, ANDERSEN B, MACLEOD N, 等. 中歐高壓直流電網(wǎng)技術(shù)論壇綜述[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2017, 41(8): 2407-2416.

AN Ting, ANDERSEN B, MACLEOD N, et al. Overview of Sino-European HVDC grid technical forum[J]. Power System Technology, 2017, 41(8): 2407-2416.

[2] 張偉晨, 熊永新, 李程昊, 等. 基于改進(jìn)VDCOL的多饋入直流系統(tǒng)連續(xù)換相失敗抑制及協(xié)調(diào)恢復(fù)[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2020, 48(13): 63-72.

ZHANG Weichen, XIONG Yongxin, LI Chenghao, et al. Continuous commutation failure suppression and coordinated recovery of multi-infeed DC system based on improved VDCOL[J]. Power System Protection and Control, 2020, 48(13): 63-72.

[3] 宋金釗, 李永麗, 曾亮, 等. 高壓直流輸電系統(tǒng)換相失敗研究綜述[J]. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化, 2020, 44(22): 1-13.

SONG Jinzhao, LI Yongli, ZENG Liang, et al. Review on commutation failure of HVDC transmission system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2020, 44(22): 1-13.

[4] 索之聞, 李暉, 蔣維勇, 等. 考慮離散調(diào)壓設(shè)備動(dòng)作頻次的高壓直流輸電系統(tǒng)控制優(yōu)化[J]. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化, 2020, 44(3): 211-219.

SUO Zhiwen, LI Hui, JIANG Weiyong, et al. Control optimization of HVDC system considering action frequency of discrete voltage regulation equipment[J]. Automation of Electric Power Systems, 2020, 44(3): 211-219.

[5] 陳佳浩, 王琦, 朱鑫要, 等. 諧波電壓造成直流輸電換相失敗風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估[J]. 高壓電器, 2020, 56(5): 196-202.

CHEN Jiahao, WANG Qi, ZHU Xinyao, et al. Risk assessment of commutation failure for HVDC transmission due to harmonic voltage[J]. High Voltage Apparatus, 2020, 56(5): 196-202.

[6] 黃強(qiáng), 鄒貴彬, 高磊, 等. 基于HB-MMC的直流電網(wǎng)直流線路保護(hù)技術(shù)研究綜述[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2018, 42(9): 2830-2840.

HUANG Qiang, ZOU Guibin, GAO Lei, et al. Review on DC transmission line protection technologies of HB-MMC based DC grids[J]. Power System Technology, 2018, 42(9): 2830-2840.

[7] 徐政, 肖晃慶, 張哲任, 等. 柔性直流輸電系統(tǒng)[M]. 2版. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 2017.

[8] HE J H, CHEN K A, LI M, et al. Review of protection and fault handling for a flexible DC grid[J]. Protection and Control of Modern Power Systems, 2020, 5(2): 151-165.

[9] 魏曉光, 高沖, 羅湘, 等. 柔性直流輸電網(wǎng)用新型高壓直流斷路器設(shè)計(jì)方案[J]. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化, 2013, 37(15): 95-102.

WEI Xiaoguang, GAO Chong, LUO Xiang, et al. A novel design of high-voltage DC circuit breaker in HVDC flexible transmission grid[J]. Automation of Electric Power Systems, 2013, 37(15): 95-102.

[10] 陳磊, 何慧雯, 王磊, 等. 基于限流器與斷路器協(xié)調(diào)的混合直流輸電系統(tǒng)故障隔離方法[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2020, 48(19): 119-127.

CHEN Lei, HE Huiwen, WANG Lei, et al. Fault isolation method of a hybrid HVDC system based on the coordination of a fault current limiter and a DC circuit breaker[J]. Power System Protection and Control, 2020, 48(19): 119-127.

[11] 信贏, 田波, 魏子鏹. 超導(dǎo)限流器基本概念和發(fā)展趨勢(shì)[J]. 電工電能新技術(shù), 2017, 36(10): 1-7.

XIN Ying, TIAN Bo, WEI Ziqiang. Fundamentals and prospective of superconducting fault current limiters[J]. Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy, 2017, 36(10): 1-7.

[12] 信贏. 飽和鐵心型超導(dǎo)限流器實(shí)用性技術(shù)研究[J]. 中國(guó)科學(xué): 技術(shù)科學(xué), 2017, 47(4): 364-372.

XIN Ying. Research and progress in developing key technologies for practical saturated iron-core superconducting fault current limiters[J]. Scientia Sinica Technologica, 2017, 47(4): 364-372.

[13] 王通, 姚磊, 奚培鋒, 等. 基于PSCAD的飽和鐵心型超導(dǎo)限流器性能分析[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2020, 48(5): 72-80.

WANG Tong, YAO Lei, XI Peifeng, et al. Performance analysis of saturated core-type superconducting current limiter based on PSCAD[J]. Power System Protection and Control, 2020, 48(5): 72-80.

[14] NOE M, STEURER M. High-temperature superconductor fault current limiters: concepts, applications, and development status[J]. Superconductor Science & Technology, 2007, 20(3): 15-29.

[15] FOROUD A A, NIASATI M, BARZEGAR-BAFROOEI, et al. On the advance of SFCL: a comprehensive review[J]. IET Generation, Transmission & Distribution, 2019, 13(17): 3745-3759.

[16] 信贏. 超導(dǎo)限流器綜述[J]. 南方電網(wǎng)技術(shù), 2015, 9(3): 1-9.

XIN Ying. Review on superconducting fault current limiters[J]. Southern Power System Technology, 2015, 9(3): 1-9.

[17] NOE M, OSWALD B R. Technical and economical benefits of superconducting fault current limiters in power systems[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 1999, 9(2): 1347-1350.

[18] RAJU B P, PARTON K C, BARTRAM T C. A current limiting device using superconducting D.C. bias applications and prospects[J]. IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, 1982, PAS-101(9): 3173-3177.

[19] XIN Y, GONG W Z, HONG H, et al. Development of a 220 kV/300 MVA superconductive fault current limiter[J]. Superconductor Science & Technology, 2012, 25(10).

[20] 金晶, 殷勤. 含電阻型超導(dǎo)限流器的南澳柔性直流系統(tǒng)故障特性分析[J]. 高壓電器, 2020, 56(12): 286-291.

JIN Jing, YIN Qin. Fault characteristics analysis of Nan'ao flexible DC system with resistance superconducting current limiter[J]. High Voltage Apparatus, 56(12): 286-291.

[21] LIANG S Y, TANG Y J, REN L, et al. Tests and analysis of a small-scale hybrid-type DC SFCL prototype[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2018, 28(4): 1-6.

[22] SUN J L, DU J, LI Y, et al. Design and performance test of a 20 kV DC superconducting fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2020, 30(2): 1-5.

[23] QIU Q Q, XIAO L Y, ZHANG J Y, et al. Design and test of 40 kV/2 kA DC superconducting fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2020, 30(6): 1-5.

[24] SONG M, DAI S T, SHENG C, et al. Design and tests of a 160-kV/1-kA DC superconducting fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2021, 31(6): 1-7.

[25] DAO V Q, LEE J, KIM C, et al. Conceptual design of a saturated iron-core superconducting fault current limiter for a DC power system[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2020, 30(4): 1-5.

[26] DAO V Q, LEE J, KIM C, et al. Experimental study on the current limiting characteristics of a saturated iron-core superconducting fault current limiter in DC power systems[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2021, 31(5): 1-5.

[27] LI B, WANG C Q, WEI Z Q, et al. Technical requirements of the DC superconducting fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2018, 28(4): 1-5.

[28] 李欣悅, 李鳳婷, 尹純亞, 等. 直流雙極閉鎖故障下送端系統(tǒng)暫態(tài)過(guò)電壓計(jì)算方法[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2021, 49(1): 1-8.

LI Xinyue, LI Fengting, YIN Chunya, et al. Transient overvoltage calculation method of HVDC sending-end system under DC bipolar blocking[J]. Power System Protection and Control, 2021, 49(1): 1-8.

[29] WANG C Q, LI B, HE J W, et al. Design and application of the SFCL in the modular multilevel converter based DC system[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2017, 27(4): 1-4.

[30] LI B, WANG C Q, HONG W, et al. Modeling of the DC inductive superconducting fault current limiter[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2020, 30(4): 1-5.

[31] CHEN L, CHEN H K, SHU Z Y, et al. Comparison of inductive and resistive SFCL to robustness improvement of a VSC-HVDC system with wind plants against DC fault[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2016, 26(7): 1-8.

[32] HEKMATI A, VAKILIAN M, FARDMANESH M. Flux-based modeling of inductive shield-type high-temperature superconducting fault current limiter for power networks[J]. IEEE Transactions on Applied Superconductivity, 2011, 21(4): 3458-3464.

A new type of superconducting DC fault current limiter

XIONG Jialing, LI Wenxin, YANG Chao, YANG Tianhui, XIN Ying

(School of Electrical and Information Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China)

Different from the fault current limiters used for an AC transmission system or a bipolar DC transmission system, a fault current limiting device for a multi-terminal flexible DC system should be able to effectively curb the rapid rise of fault current to avoid the lock of the bridge arm of current converter before the action of the line breaker. To satisfy this requirement, a basic structure and working principle of a new type of superconducting fault current limiter for a multi-terminal flexible DC power grid are proposed and a lab prototype for proof-of-principle is built. Through a series of experiments carried out on the prototype, the feasibility of the working principle and the designed structure has been confirmed. The test results have adequately demonstrated the functional characteristics of this kind of fault current limiter, such as that the current limiter can make full use of the maximum permeability of the iron core to achieve the maximum inductive impedance, and suppress the rising rate of the fault current within a few milliseconds after a short-circuit fault takes place. In addition, the current limiting threshold of the current limiter can be set by adjusting the number of superconducting isolation rings, so it can be flexibly adapted to different DC systems.

This work is supported by the National Natural Science Foundation of China (No. 51677131).

superconductivity; current limiter; DC power grid; current limiting threshold; short circuit fault

10.19783/j.cnki.pspc.210517

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目資助(51677131)

2021-05-06；

2021-11-10

熊佳玲(1994—)，女，碩士研究生，研究方向?yàn)槌瑢?dǎo)限流器、柔性直流輸電技術(shù)；E-mail: 2368594061@qq.com

李文鑫(1995—)，男，博士，研究方向?yàn)槌瑢?dǎo)限流器、超導(dǎo)儲(chǔ)能；E-mail: wenxinli@tju.edu.cn

楊 超(1990—)，男，博士，研究方向?yàn)槌瑢?dǎo)限流器、柔性直流輸電技術(shù)。E-mail: xinqijiayu@163.com

(編輯 許 威)