快速開關型故障限流器的設計及其在電網(wǎng)中的應用

楊 浩，呂 瑋，劉 彬，汪大全，潘仁秋

（南京南瑞繼保工程技術有限公司，江蘇 南京 211102）

0 引言

在各種電力系統(tǒng)事故中，短路是危及電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定運行、導致大面積停電最為常見的嚴重故障之一。近年來，隨著我國電力建設的不斷發(fā)展、用電負荷的不斷增加、低阻抗大容量變壓器的應用、發(fā)電廠單機容量的不斷增大以及各大區(qū)電網(wǎng)的互聯(lián)等，使得電力系統(tǒng)中的短路電流水平不斷提高，許多地區(qū)的短路電流水平已經(jīng)直逼甚至超過電力規(guī)程所規(guī)定的最大允許水平，給電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行以及電力系統(tǒng)中的各種電氣設備（如斷路器、變壓器、變電站母線、線路構架、導線和支承絕緣子以及接地網(wǎng)等）提出了更為苛刻的要求。短路電流限制［1］已成為關系到我國各大區(qū)電網(wǎng)安全穩(wěn)定運行的關鍵技術難題之一。相比于改變系統(tǒng)運行方式、調(diào)整電網(wǎng)結(jié)構、采用高阻抗設備等常用短路電流限制措施，采用故障限流器（Fault Current Limiter，以下簡稱“FCL”）對電網(wǎng)的影響更小，且建設工期短，更易于實施，因此一直以來受到了很多關注。

FCL是一種串接在線路中的電氣設備，與普通限流電抗器相比，具備以下幾種功能特點：1）啟動運行、正常運行或運行狀態(tài)相互轉(zhuǎn)化時對電力系統(tǒng)無不利影響；2）保護范圍內(nèi)的系統(tǒng)發(fā)生短路故障時能立即自動串入限流阻抗并有效限制短路電流至要求的合理水平；3）切除故障回路時不會引起系統(tǒng)暫態(tài)振蕩和過電壓；4）限流阻抗的設計不受其他因素制約，有極大的自由度；5）限流水平、限流時間能根據(jù)需要在一定范圍內(nèi)可調(diào)，與繼電保護及其他自動控制裝置可以協(xié)調(diào)配合；6）具備軟重合閘功能，利于改善重合閘操作，避免斷路器等電氣設備重合于永久性故障回路時的二次沖擊。

FCL根據(jù)其構成原理可以分為超導型、固態(tài)型、串聯(lián)諧振型、熱敏電阻型和電弧電流轉(zhuǎn)移型等多種類型。高溫超導型FCL［2-10］由于其應用條件的苛刻和昂貴的價格，尚不具備應用推廣的條件；固態(tài)型FCL［11-12］由于電力電子器件的高損耗和低抗浪涌能力，不適合于應用在高壓大功率的電力系統(tǒng)中；串聯(lián)諧振型FCL［13］結(jié)構繁瑣，控制復雜，實用價值也不高；熱敏電阻型FCL重復使用性差，電弧電流轉(zhuǎn)移型FCL［14］受電弧電壓影響較大，這兩種也都不適合高電壓場合。

相較于以上類型的FCL，快速開關型FCL 屬于利用傳統(tǒng)技術實現(xiàn)短路電流限制的限流器，被歸為“經(jīng)濟型”FCL一類。目前，大量的研究集中于新型超導限流器或者電力電子型限流器方向，而在實際應用中，反而是以快速開關為代表的“經(jīng)濟型”FCL在電網(wǎng)中發(fā)揮著更大的作用［15］。

1 快速開關型故障限流器的原理和組成

快速開關型FCL主要由快速開關與限流電抗器并聯(lián)組成［16］，其結(jié)構示意圖如圖1所示。正常運行時開關處于合閘狀態(tài)，線路電流從開關流過，限流電抗器處于旁路狀態(tài)，對電力系統(tǒng)沒有任何影響；發(fā)生短路故障時，線路電流異常增大，F(xiàn)CL控制保護系統(tǒng)快速檢測到故障，給開關發(fā)出分閘指令，在5 ms～10 ms時間內(nèi)將快速機械開關分斷，電流從開關支路轉(zhuǎn)移到電抗器支路，從而將限流電抗器投入到線路中來限制短路電流（如圖1所示）；當控制保護系統(tǒng)檢測線路電流恢復正常后，自動將快速開關合上，電流轉(zhuǎn)移回開關支路，恢復正常運行。

圖1 快速開關型FCL的基本結(jié)構及短路時的電流流向示意Fig.1 Basic architecture of HSS FCL and diagram of current direction when short-circuit happens

快速開關是FCL中實現(xiàn)短路電流高速轉(zhuǎn)移的關鍵設備，如表1 所示，快速開關彌補了常規(guī)斷路器的不足，適合于短路電流有可能損壞發(fā)電機變壓器等主設備時的災難性短路事故的保護。

表1 快速開關與常規(guī)斷路器的主要參數(shù)比較Table 1 Comparison of main parameters between HSS and normal breakers

如圖2所示，快速開關整體采用支柱式安裝結(jié)構，主要由開關本體（多斷口并聯(lián)）、柱上控制柜及供能變壓器等組成，F(xiàn)CL開關本體位于最上方，為了提高耐壓和雷電沖擊耐受能力，本體采用多斷口并列放置、電氣上串聯(lián)的方式，頂部作為開關的進出線，底部通過框架短接，并給柱上控制柜內(nèi)的儲能及觸發(fā)單元提供固定電位。供能變壓器安裝于開關本體底部，起到對地絕緣作用。單個斷口安裝于密閉的套筒內(nèi)，主要由真空滅弧室、雙穩(wěn)保持機構、緩沖器［17］及電磁斥力操作機構等部分組成，其結(jié)構如圖3所示。

圖2 快速開關外觀圖Fig.2 Outside view of HSS

圖3 快速開關單斷口結(jié)構示意圖Fig.3 Structure diagram of single fracture in HSS

2 基于電磁斥力操作機構的快速開關設計

1）儲能觸發(fā)單元及高壓供能裝置的設計

快速開關型FCL的儲能及觸發(fā)單元的主要作用是接收外部分合閘指令，為電磁斥力操作機構提供分合閘所需的脈沖電流。

如圖4 所示，儲能及觸發(fā)單元包括充電回路和觸發(fā)回路［18］，為保證重合閘功能，配置兩套分閘回路。

圖4 儲能及觸發(fā)放電回路Fig.4 Energy-storage and discharge-trigger circuit

充電回路主要將交流電壓源整流后為儲能電容充電，主要包括充電電阻R 和整流二極管D1、D2、D3、D4。

觸發(fā)回路主要包括觸發(fā)開關TR1、TR2、TR3，續(xù)流二極管D5、D6，以及控制板卡等。由于充電回路采用二極管半波整流，對儲能電容放電側(cè)有過零息弧點，且有10 ms 的反向截止電壓，因此觸發(fā)開關考慮采用晶閘管。續(xù)流二極管并聯(lián)在斥力線圈兩端，用以防止儲能電容反向充電，同時可以增加脈沖電流在斥力線圈里的作用時間?？刂瓢蹇ㄘ撠熃邮胀獠康墓饪匦盘枺鶕?jù)編碼信號觸發(fā)相應的晶閘管導通，并且對儲能電容電壓進行采樣，通過反饋光纖上傳采樣信號。

儲能及觸發(fā)單元的電源來自高壓供能裝置。快速開關型FCL采用多級隔離變壓器串聯(lián)的方案解決電位隔離問題，如圖5 所示，通過多級供能子單元的串聯(lián)，使得高壓供能裝置能夠承受高壓，并且滿足動、靜態(tài)的均壓要求。隔離供能變壓器采用無局放設計，滿足系統(tǒng)對地絕緣水平要求。

圖5 高壓供能裝置設計原理圖Fig.5 Design schematic diagram of high-voltage energy-supply device

儲能及觸發(fā)單元一次儲能可實現(xiàn)一次完整的分-合-分操作。充電回路的電源來自供能單元，交流輸出10 kV，幅值可調(diào)。充電采用半波整流電路，后續(xù)晶閘管開通放電后，由于電容電壓在幾毫秒內(nèi)迅速下降到零，源變壓器仍會通過晶閘管給分合閘線圈放電，從而晶閘管電流不能到零關斷。只有當源變壓器電壓反向后，不能給電容充電，晶閘管電流自動到零從而關斷，即完成一次晶閘管觸發(fā)。

儲能電容的容量和充電電壓的參數(shù)選型是觸發(fā)回路設計的關鍵，而這些參數(shù)可以通過運動質(zhì)量、分閘時間和行程等基本技術指標來反推。

假設斥力盤在斥力作用下以勻加速運動［19］，設斥力機構將儲能電容的能量轉(zhuǎn)化為運動部件動能的效率為η（斥力機構要求電流上升率較高，而且運動質(zhì)量也較大，這種情況下效率η較低，一般取10%～20%），根據(jù)能量守恒定律，斥力機構動能

式（1）中，C為儲能電容容量，U0為充電電壓，m為運動部件質(zhì)量，s為行程，top為分閘時間。對于儲能電容來說，電容量越小，充電電壓越大，則放電電流上升越快，斥力上升越快。但充電電壓也不可選取過大，否則會導致電容體積和成本的增加。因此應根據(jù)式（1）所表述的電容量和充電電壓的關系，進行合理選型。

2）電磁斥力操作機構的設計

電磁斥力操作機構［20-30］是快速開關中實現(xiàn)快速分合閘的主體部件，其工作原理是通過預充電的儲能電容向分閘或合閘線圈放電，產(chǎn)生的脈沖電流在線圈周圍產(chǎn)生交變磁場，同時在鋁盤（斥力盤）上產(chǎn)生渦流，渦流產(chǎn)生的磁場與線圈產(chǎn)生的磁場之間產(chǎn)生較強的作用力，帶動連桿運動，實現(xiàn)開關的快速分斷或關合。

目前常見的斥力盤和線圈均為扁圓盤形式，內(nèi)、外徑基本相等，其結(jié)構形式如圖6 所示。斥力機構設計的關鍵在于線圈半徑、線圈匝數(shù)和斥力盤厚度等重要結(jié)構參數(shù)的設計。

圖6 斥力盤與線圈結(jié)構示意圖Fig.6 Structure diagram of ERM disk and coil

斥力盤厚度h2的選取主要取決于斥力盤中渦流的趨膚深度δ。如式（2）所示，趨膚深度δ與斥力盤磁導率μ、斥力盤電導率ε以及放電回路的諧振頻率f相關。

選取好線圈半徑參數(shù)之后，可以計算出線圈匝數(shù)。線圈繞制時填充率τ 一般選在0.5～0.7 之間，如τ 取0.55，則線圈匝數(shù)

以220 kV快速開關為例，要求其達到的主要技術指標如表2所示，根據(jù)以上參數(shù)設計方法，可以反推出電磁斥力機構（以及其儲能觸發(fā)單元）可采用的設計參數(shù)如表2所示。

表2 220 kV快速開關電磁斥力機構設計參數(shù)Table 2 Design parameters of 220 kV HSS ERM

在平面導體中，渦流密度大小一般是隨著距離導體表面距離的增加呈指數(shù)衰減，當透入深度達到δ時，渦流密度衰減到表面渦流密度的37%（即1/e），因此斥力盤高度至少應達到2δ高度。

線圈內(nèi)半徑由絕緣拉桿的外徑?jīng)Q定，絕緣拉桿需要承受一定的拉伸力，為保證拉桿的強度，可選擇拉桿的外徑為30 mm，即線圈的內(nèi)半徑R1為30 mm。

線圈外半徑的選取與線圈尺寸盤之間的耦合系統(tǒng)k相關。耦合系數(shù)越大，則勵磁線圈產(chǎn)生的磁力線與斥力盤相交鏈得越多，斥力盤感應渦流越大，斥力越大，因此k值應盡可能大。而耦合系數(shù)k與線圈的外徑和高度比成正比，當線圈的外半徑R2與高度h1之比在9～12 之間時，k值較大，如果再增加R2和h1之比，k值增加不明顯，反而這時增大該比值帶來的缺點的影響相對較大。因此可選擇外半徑R2是高度h1的9 倍。如取線圈高度h1為10 mm，則線圈外半徑R2為90 mm。

3 仿真與樣機實測

通過Ansoft 有限元3D 瞬態(tài)場可以建立斥力機構實際模型，模型中采取表2中的參數(shù)。

電磁斥力機構有限元3D仿真結(jié)果如圖7所示。

圖7 3D仿真結(jié)果：斥力、保持力、位移和速度Fig7 3D simulation result:repulsion,retention,displacement and speed

從仿真波形可以看出：斥力峰值122.6 kN，達到峰值的時間為1.1 ms，與理論概算時設計值1 ms接近；而分合閘保持力的峰值為2 kN，分、合閘保持力遠小于斥力，在斥力盤加速運動過程的作用基本可以忽略；斥力機構在3 ms 內(nèi)的行程為29.6 mm，比理論設計的行程30 mm低了1.3%。

根據(jù)以上分析和仿真所獲得的如表2 所示的參數(shù)，試制了基于電磁斥力操作機構的200 kV快速開關樣機，樣機采用4斷口串聯(lián)形式，其中每兩個斷口共用一組儲能及觸發(fā)回路。這兩個斷口的斥力線圈相互串聯(lián)，保證了分合閘的一致性，節(jié)省的觸發(fā)回路數(shù)量，同時也容易使觸發(fā)回路獲取高電位。

圖8 是將樣機的儲能電容充電到720 V 時進行分閘實驗時的分閘位移波形，從測試波形可以看出，樣機在720 V儲能電壓下，暫態(tài)絕緣開距13 mm時，分閘時間約3 ms，滿足設計需求。

圖8 分閘位移波形Fig.8 Test waveform of opening displacement

到2018 年吉泉直流工程投運，以及大量配套火、風電機組的接入，五彩灣地區(qū)220 kV短路電流水平進一步急劇上升，使運行方式安排更加困難，難以支撐新的大用戶自備電廠接入，電網(wǎng)的安全穩(wěn)定性、大用戶自備電廠經(jīng)濟性，以及后續(xù)五彩灣地區(qū)的經(jīng)濟發(fā)展都受到嚴重制約。

為解決五彩灣地區(qū)電網(wǎng)短路電流超標問題，昌吉國泰新華電廠在其220 kV 主變出線側(cè)安裝了1 臺220 kV 全電壓大容量快速開關型故障限流器（如圖9所示）。該故障限流器的額定電流為1 600 A，額定短路開斷能力為40 kA，其在本文所述的電磁斥力機構的設計參數(shù)和方法的基礎上，從絕緣耐壓、高速緩沖、分閘速率等方面進行了工藝上的改進。

圖9 國泰新華快速開關型FCL外觀Fig.9 Outside view of HSS FCL used in Guotai Xinhua power plant

4 工程應用實例

昌吉國泰新華電廠位于新疆昌吉準東地區(qū)自備電廠集中區(qū)域，電廠裝機容量2×350 MW，通過220 kV霞國泰雙線、彩霞雙線接入750 kV五彩灣變電站［31］。五彩灣地區(qū)由于大量火電機組的接入以及網(wǎng)架的不斷加強，短路電流持續(xù)超標，以往需通過運行方式調(diào)整等手段降低220 kV廠站短路電流水平，限制了運行方式的靈活性，降低了電網(wǎng)的安全穩(wěn)定水平。由于運行方式的限制，還影響到了大用戶自備電廠的正常運行，降低了經(jīng)濟效益。

圖10 至圖13 所示為昌吉五彩灣地區(qū)電網(wǎng)某750 kV線路進行某次單相人工接地短路試驗時故障限流器的動作波形，故障限流裝置動作時國泰新華電廠僅2 號機運行，主變高壓側(cè)電流有效值在650 A 左右，故障限流裝置動作定值為2 800 A（瞬時值）。

圖10 FCL自動分閘期間的線路電流波形Fig.10 Line current waveform during automatic opening of FCL

如圖10 所示，當線路B 相發(fā)生接地短路故障時，線路B相電流幅值達到2 840 A（圖10中接近400 ms時刻），超過動作定值，快速開關自動分閘；根據(jù)圖11 快速開關三相電流波形可知，從檢測到故障到三相開關完全過零開斷時間分別為7 ms、6 ms、3 ms，即經(jīng)過短路電流大半波之后限流電抗器即投入系統(tǒng)；根據(jù)圖10所示，當限流電抗器投入系統(tǒng)之后，線路B相（故障相）電流幅值從2 840 A（圖10 中接近400 ms 時刻）降至2 370 A（圖10中接近440 ms時刻）。再過19 ms后（即圖10 中接近460 ms 時刻），故障點繼電保護動作切除故障，線路電流降低。

圖11 FCL自動分閘時刻的快速開關電流波形Fig.11 HSS current waveform during automatic opening of FCL

如圖12所示，當故障限流快速開關符合重合條件時自動合閘，恢復到初始狀態(tài)。如圖13所示，從合閘信號出口（圖13中接近400 ms時刻）到快速開關支路出現(xiàn)電流（圖13中接近410 ms時刻）的時間為8.5 ms。

圖12 FCL自動合閘期間的線路電流波形Fig.12 Line current waveform during automatic closing of FCL

圖13 FCL自動合閘時刻的快速開關電流波形Fig.13 HSS current waveform during automatic closing of FCL

從試驗結(jié)果可知，在近區(qū)電網(wǎng)短路故障期間，安裝于昌吉國泰新華電廠的故障限流裝置正確動作，并在短路電流的1個周波之內(nèi)進入限流狀態(tài)，在一定程度上限制了昌吉國泰新華電廠支路饋入故障點的短路電流，故障限流裝置動作性能可靠，對系統(tǒng)的正常運行無不利影響。

5 結(jié)語

本文在介紹快速開關型故障限流器的功能、原理和組成的基礎上，重點闡述了電磁斥力操作機構及其供電和觸發(fā)單元的參數(shù)設計方法，并通過仿真及樣機實測結(jié)果說明了設計方法的正確性，而快速開關型故障限流器在新疆五彩灣地區(qū)電網(wǎng)中的應用，證明了其對于限制電網(wǎng)故障電流、提高電網(wǎng)運行安全穩(wěn)定水平的有效作用，具有推廣應用價值。