故障限流器（共8篇）
故障限流器 篇1
0引言了其在电力系统中的应用。随着限流技术的快速发随着我国智能电网工程的提出, 电网口益向着展, 谐振型FCL1…的快速可控性提高了FCL的工高压化和网络化发展, 使得电网中发生故障短路的作效率。到了90年代, 以超导材料为主要组成部分频率越来越大, 不仅会影响其它电气设备的正常工的SFCL出现了⑴, SFCL具有集成检测、转换、限流三大功能, 在短时间内达到限流。但是, 由于超导体作, 还将会引起大面积的停电甚至整个系统的瘫痪。失超后的恢复时间还有待于提高, SFCL能成功应用FCL具有安全、高效、清洁、经济等特点, 它的成功研于电网还具有一定距离。电力电子幵关技术的飞速制对我国电力系统和智能电网的建设产生非常重要发展促进了限流器的幵发和研究, 其中尤以电力电的意义>21。早在20世纪70年代, 有学者就已提出了机械收稿日期:2013-10-30开关型FCL基金项目:丨:海rff®点学科项R第三期项H资助�S30502) 3�, 它是现在各种FCL的先驱。但机械作者简介:张振国�1958-) , 男, 副教授, 从事电力电子与电力传装置成本高、速度慢以及难以灵活控制的缺点限制动、电能质!》1:检测的研究。
子型FC L最受推崇, 它们有着共同的特点:限流能表1不同电容器组的运行方式力强、速度快、具有串联补偿功能、提高电能质模式·联补ft运行的ill荇器量等�~l Co~2 C本文提出的QC�FCL是由ETO 71控制的并联可调3 C0C2电感与限流电感并联后再与补偿电容组串联。应用4 C0C, PWM控制技术对ETO进行发射极的控制, 从而可5 C0C, C26 C以灵活地改变0Cj C3FCL在线路中呈现阻抗的大小, 不仅7 CUC2C3达到了限流的目的, 而且可以有效减弱或消除FCL8CQC�C2C3本体产生的谐波, 提高了电网输送的电能质量c1组成与工作原理1.3新型FCL工作原理当线路工作于正常状态时, 5。处于某一特定占1.1拓扑结构本文提出的新型FCL拓扑s…如图1所示空比队, 此时FCL的总阻抗Z<0呈容性, 此时FCLc对线路有串联补偿作用, 提高了输电线路的电能质主要由并联可调电感L0、限流电感、快速开关控量c当线路发生故障短路时, FCL通过调节占空比制的补偿电容组C0�C, �C2和C, 及由ETO和二极来改变并联电感L0接人FCL的时间以改变FCL的管组成的电力电子开关&和组成c ETO是典型的全控型电力电子器件, 、和6’, 的通断完全可以得总阻抗Au.�从而达到理想的限流效果。FCL关干占空比的总阻抗表达式为:到控制。ja) L0·joJLl 1�CL⑴其中, 为基波角频率, C为等效电容组大小, OS/X1。从式 (丨) 可以看出, FCL的阻抗由占空比决定, 并可以在一定范围内连续变化, 因此可以灵活地进行限流。令o) =3!4 r a d/s, L0=0.1 H�乙丨=6 H, C=36.46 x 1 (T6F�Z) =0.6时为线路正常工作状态, FCL阻抗变化图如图2所示。2000;1‘‘!图I新型FCL的拓扑结构1500-由于ETO在关断时将会承受很大的反向电压, ·51000-v-甚至会发生反向击穿, 因此以通过并联二极管形成500-、、-电流续流对ETO进行保护。在5。关断时, 、储存的电能需要得到释放, 所以S, 必须幵通, 使其与L0-5001形成通路。11L10 0.2 0.4 0.6 0.8 ID1-2串联补偿工作原理在实际串联补偿应用工程中…, 一般将电容器图2 FCI.阻抗变化图组分成若干组, 如图I所示, 每一组可以根据线路无从式 (丨) 和图2可以推出, FC丨, 可以运行于下功补偿的需要来进行灵活投切。在图1中有4个电列四种不同的工作状态: (1) 当Z) =0.58时, 若不考容器组, 电容器固定, 所以有8种串联补偿方式, 虑其它器件的内阻, 则ZKU.=0C此时FCL对系统如表I所示。没有任何影响; (2) 当00 (感电容器分组的方法比较广泛, 产生的级数越多, 性) , FCL工作于可调限流状态; (3) 当D=0时�ZKU.它的应用范围越大。根据电力系统的复杂性与经济达到最大值, 此时FCL的限流系数最大, 限流能力性原则, 一般采用2进制方法:A2-1个大小为C的达到最大; (4) 当时石a<0 (容性) , FCL工作于可调电容与一个大小为0.5C的电容, 可以组合成的电串联补偿状态, 此时FCL作用与第一种新型FCL所容级数为2�述一样。当"二1时, 达到最小值, 此时FCL处干最大串联补偿状态。
2在配电馈线上的仿真算例当新型FCL安装在配电馈线上时, 搭建的仿真原理图如图3所示。等效电源为11k V等级, 等值为单机无穷大电源, 降压变压器T2电压比为110k V/11k V, 线路参数为r=0.195Ω/km, x=0.305Ω/km, L=10km, FCL参数L0=0.00637H, L61=0.197H, C=390×10-F (等效电容组) , 负载为电阻负载。图5情况一安装FCL的馈线故障短路电流和有效值波形196.61A, 电压尖峰值为19661V, 比无FCL时明显减小, 并会随着占空比D的减小而减小。当占空比D=0.2时, 负载电流波形如图7所示, 电流尖峰值为146.92A, 电压尖峰值为14692V, 显然小于占空比D=0.3时的对应值。图3新型FCL在配电馈线仿真原理图假设配电系统运行于正常状态, 0.2s~0.26s在用户馈线上发生了三相短路, 通过MATLAB仿真验证了新型FCL的限流效果, 并通过两种FCL安装的馈线位置与短路位置验证了FCL的安装位置 (相对于负载) 对限流效果没有影响:情况一, FCL安装在图6情况一安装FCL负载的故障短路电流和电压波形馈线末端, 短路发生在负载前;情况二, FCL安装在馈线前端9km, 短路发生在负载后1km。2.1情况一无FCL的仿真结果如图4所示, 在没有安装FCL的情况下, 馈线故障短路电流峰值达到了1046.84A, 有效值达到了748.88A, 显然对负载和其它电气设备造成了影响与危害。图7情况一占空比改变时负载故障短路电流与电压波形2.3情况二无FCL的仿真结果如图8所示, 在没有安装FCL的情况下, 故障短路电流的峰值达到了1059.88A, 有效值达到了754.85A, 同样会对电气设备造成不同程度的危害。图4情况一无FCL故障短路电流和有效值波形2.2情况一安装FCL的仿真结果当系统发生故障短路时, 投入占空比D=0.3时, 馈线的故障短路电流波形如图5所示, 故障短路电流峰值被抑制到了757.47A, 有效值降到了图8情况二无FCL故障短路电流和有效值波形236.24A, 此时FCL的限流系数为68.45%。2.4情况二安装FCL的仿真结果负载电流和电压波形如图6所示, 可以发现, 恢当系统发生故障短路时, 投入占空比D=0.3复正常状态瞬间负载产生的电流尖峰值为时, 馈线的故障短路电流波形如图9所示, 故障短路
电流的峰值被抑制到了772.63A, 有效值降到了3结束语244.62A, 此时FCL的限流系数为67.59%。在MATLAB/Simulink的电气仿真环境下, 在配电馈线上进行了仿真实验, 结果表明了FCL能达到良好的限流效果, 且限流效果能随占空比的变化而改变。通过仿真实验说明了FCL的安装位置 (相对于负载) 对限流效果没有影响, 同时, 仿真也表明了FCL对负载故障短路时的电压与电流尖峰值起到了一定的抑制作用。新型FCL提高了整个电网系统的稳定性与输送电能的质量。因此, 本文提出的新图9情况二安装FCL的馈线故障短路电流和有效值波形型FCL能达到良好的限流效果, 在电力系统中必能得到良好的发展与应用。负载电流和电压波形如图10所示。可以发现, 参考文献:恢复正常状态瞬间负载产生的电流尖峰值为[1]李庆民, 娄杰, 张黎, 等.电力系统经济型故障限流技术[M].北197.12A, 电压尖峰值为19712V, 比无FCL时明显京:机械工程出版社, 2011:1-4.减小, 并会随着占空比D的减小而减小。当占空比[2]梁志强.电力系统中的固态故障限流器的研究[D].天津:天津D=0.2时, 负载电流电压波形如图11所示, 电流尖大学电气与自动化工程学院, 2006.峰值为146.67A, 电压尖峰值为14667V, 显然小于[3]刘凯, 陈红坤, 林军, 等.故障限流器在电力系统中应用研究现状[J].电力系统保护与控制, 2010 (7) :147-151.占空比D=0.3的对应值。[4]马进, 陈新琪.串联谐振型故障限流器的研究与应用[D].保定:华北电力大学电气与电子工程学院, 2012.[5]Lin Y, Liang zhen L, Juengst K P.Application studies of superconducting fault current limiters in electric power systems[J].Applied Superconductivity, 2002, 12 (1) :900-903.[6]Tahiliani V H, Porter J W.Fault current limiters:an overview of EPRIresearch[J].IEEE Trans on Power Apparatus and Systems, 1980, 99 (5) :1964-1969.[7]王兆安, 黄俊.电力电子技术[M].北京:机械工程出版社, 图10情况二安装FCL负载的故障短路电流和电压波形2000:1-6.[8]赵彩宏, 田立军, 江世芳.一种新型故障限流器的拓扑结构及仿真[J].电力系统自动化, 2001 (2) :40-43.[9]Prigmore J.An ETO based AC buck-type fault current limiter for use in the FREEDM project[C].Applied Power Electronics Conference and Exposition, 2012 (1) :1042-1047.[10]曾琪, 李兴源, 温海康.采用脉宽调制控制的新型故障限流器[J].电网技术, 2006, 30 (6) :20-23.责任编辑:薛慧心图11情况二占空比改变时的负载故障短路电流与电压波形
参考文献
[1]李庆民, 娄杰, 张黎, 等.电力系统经济型故障限流技术[M].北京:机械工程出版社, 2011:1-4.
[2]梁志强.电力系统中的固态故障限流器的研究[D].天津:天津大学电气与自动化工程学院, 2006.
[3]刘凯, 陈红坤, 林军, 等.故障限流器在电力系统中应用研究现状[J].电力系统保护与控制, 2010 (7) :147-151.
[4]马进, 陈新琪.串联谐振型故障限流器的研究与应用[D].保定:华北电力大学电气与电子工程学院, 2012.
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[8]赵彩宏, 田立军, 江世芳.一种新型故障限流器的拓扑结构及仿真[J].电力系统自动化, 2001 (2) :40-43.
[9]Prigmore J.An ETO based AC buck-type fault current limiter for use in the FREEDM project[C].Applied Power Electronics Conference and Exposition, 2012 (1) :1042-1047.
[10]曾琪, 李兴源, 温海康.采用脉宽调制控制的新型故障限流器[J].电网技术, 2006, 30 (6) :20-23.
故障限流器 篇2
欣喜地看到国内水草玩家突破原有观念，重视反光罩，打破荧光灯８６５一统天下的格局，金卤被广泛应用。再此转一片很实用，很详细的文章，拿出来与大家分享。
引言
在金卤灯电子镇流器制造技术已有了明显进步的今天，如何来客观公正地正确评价欧标和美标电感镇流器及电子镇流器的综合性能和性价比是十分重要的。这种对比和评价必须建立在各种镇流器产品都全面地达到现行的国际和国内安全标准,性能标准，EMC标准的前提下才有意义。也只有对金卤灯电感镇流器和金卤灯电子镇流器进行了客观正确的评价后，才能在实际应用中扬长避短，根据使用场合和条件的不同正确选用对应的镇流器。本文从上述各类镇流器主要性能比较（共包括10项内容）和价格及运行成本二个方面进行了分析并且给出了结论。
一、主要性能比较
欧标、美标金卤灯电感镇流器和金卤灯电子镇流器的主要性能对比简述如表1,因为实际的对比情况较复杂,所以详细的对比分析内容如下：
A、电磁兼容
金卤灯电子镇流器由于它的内部电路特性,决定了它本身的电磁兼容特性不可能做得很完美，尽管电子镇流器电子电路及元件功能的进步使目前的金卤灯电子镇流器能达到欧洲、北美以及我国对应的产品标准,但也使电子镇流器在制造成本及自身功耗上付出了明显的代价。
(1)、目前合格的金卤灯电子镇流器谐波总量THDI大约在12％-25％。而欧标金卤灯电感镇流器THDI仅为10％-12％。美标金卤灯(超前顶峰式)镇流器谐波总量比较高，THDI约在25％-30％，略高于合格的电子镇流器。
(2)、在对外骚扰(EMI)方面，金卤灯电子镇流器通过共模和差模的复合滤波,基本能达到EN55015和FCC的标准要求,但由于所配的光源功率较大,所以在实际安装使用时如不注意灯具内各输入和输出的走线位置,还是很容易因为输入和输出线之间的寄生感应而造成EMI方面的超标现象,尤其是采用电子镇流器的250W,400W的金卤灯灯具,往往会因为其输出导线辐射功率较强而造成上述不合格现象。而欧标和美标电感镇流器几乎不存在EMI方面的问题。
(3)、在抗外部骚扰(EMS)方面,电子镇流器可能显得更脆弱,尽管通过努力,目前的金卤灯电子镇流器也能够基本满足IEC61547的要求,但除了付出较明显的成本外,收到的实际功效还不理想,主要表现在进行EMS方面的试验时,由于元件参数的不一致性往往会出现产品有一定比例的不合格现象,尤其是野外应用的金卤灯电子镇流器在抗雷电感应能力方面,由于我国的配电网络是极性电源,即中性线(零线)接地,当出现强雷电情况时,闪电发出的广谱电磁波被架空的电源线吸收,由于火线和零线对地泄放的阻抗不同而使两根供电线路间以及供电线和地线之间在瞬间存在较高的电压差(根据测量,这种电压差可达3000V-5000V)，这一电压差很容易使电子镇流器内部的元件发生击穿损坏,这也是安装在野外的HID电子镇流器常发生莫名其妙的损坏的主要原因。而欧标和美标的电感式镇流器几乎不存在抗外界骚扰和抗雷电感应电压方面的问题。
(4)、开机浪涌电流由于电子镇流器内电源滤波电容的存在,使得开机的瞬间浪涌电流很大,视电源内阻抗不同和相位不同可达15--30倍的正常工作电流值,而欧标电感镇流器开机时电流仅为正常工作电流得1.5倍左右,美标超前顶峰式镇流器仅为正常工作电流得1.3倍左右。虽然单个的电子镇流器开机时浪涌电流的绝对值并不大，并且作用在电网上的时间才数百毫秒，但由于金卤灯电子镇流器在使用时，往往是一个开关装置控制了很多个电子镇流器和灯的回路，这些接在同一开关回路里的电子镇流器在电源接通的瞬间会产生绝对值很大的浪涌电流。这种开机的浪涌电流完全可能使局部电网的过流装置动作，产生断电故障。金卤灯电子镇流器的开机浪涌电流大的特点初看起来与现在的EMC方面的标准中IEC61000-3-3/GB17625.2（电器的接入电网造成的局部电网电压的波动和闪烁的限制要求）有关，但实际上对某个具体的金卤灯电子镇流器来讲，即使是通过了IEC61000-3-3/GB17625.2标准检测，在大量使用时，仍会因为开机的浪涌电流而造成局部电网电压的明显的波动甚至过流跳闸。目前较先进和有效的方法是在金卤灯电子镇流器的输入端加接过零导通式固态继电器，能使开机时的浪涌电流减小到正常工作时电流的5~6倍，但必经是增加了成本并且其效果还有点不尽人意。
二、金卤灯电子镇流器和电感镇流器的性能/价格及运行成本（实例）对比
对金卤灯电子镇流器的性能价格及实际应用成本对比，可通过小功率金卤灯点灯系统和大功率金卤灯点灯系统二个例子来对比。下述对比都是建立在每种镇流器都全面达到标准的基础上。
A、小功率150W金卤灯系统的运行比较
150W小功率金卤灯对美标和欧标的结构和参数几乎是一样的。可从如下几个因素来综合评价电子镇流器和电感镇流器点灯系统三年的综合运行成本。
1.对输出功率较好的150W金卤灯电子镇流器，自身功率损耗约为11W，由于金卤灯照明大多用在公共场合，每天使用的时间以及每年使用的天数都较多，设每天用10小时，每年用340天，每千瓦时电费为0.7元。电子镇流器点灯系统的总功率150W+11W=161W，三年的用电费为0.7元×（10H×340D×3Y×0.161KW）=1149.54元，150W金卤灯电子镇流器平均价格140元，电子镇流器平均使用寿命为三年，平均
早期失效率1﹪。折合成每个电子镇流器单价约为141.4元。所以每个150W金卤灯电子镇流器三年平均运行费用是1149.54元+141.4元=1290.94元。
2.对输出功率同样足够的150W金卤灯电感镇流器，普通型电感镇流器的自身功率损耗约为24W，节能型电感镇流器自身损耗为17W，按上述同一计算方式
普通型三年的用电费为0.7元×（10H×340D×3Y×0.174KW）=1242.36元。
节能型三年的用电费为0.7元×（10H×340D×3Y×0.167KW）=1192.38元。
由于电感镇流器工作时需要加触发器，（平均价格为10元）为了使点灯系统功率因素达到0.9，所以加配18μF补偿电容（平均价格为18元），对触发器和电容，设其工作寿命为三年，早期失效率为1﹪，但电感镇流器平均工作寿命为10年，所以消耗的三年价格折旧。
对普通型电感镇流器价格为65元，早期失效率为0.01﹪，三年折旧价65元×1.0001×0.3+（10元+18元）×1.01=47.78元。
对节能型电感镇流器价格为80元，早期失效率几乎为零，三年折旧价80元×0.3+（10元+18元）×1.01=52.28元。
注：本文电感镇流器的价格已经把铜材涨价因素考虑在内，价格都按2006年5月价格计算。
每一个点灯系统三年的平均运行价格：（采用三年运行电费加上三年折旧价）
电子镇流器点灯系统：1149.54元+141.4元=1290.94元
普通型电感镇流器点灯系统：1242.36元+47.78元=1290.14元
节能型电感镇流器点灯系统：1192.38元+52.28元=1244.66元
从上面的实例对比可看出，对于普通的照明场合，节能型金卤灯电感镇流器点灯系统的三年运行成本最低，金卤灯电子镇流器点灯系统与普通金卤灯电感镇流器点灯系统三年的运行成本几乎一样。另外，在南方一些地区，在一年中使用空调的时间长达6个月，那么电子镇流器因其自身功耗小，造成的自身发热小而使空调系统间接的产生节电，按上述计算原则三年内累计间接节电费用与普通型电感镇流器相比可算出，（24W-11W）×0.001×0.7元×10×（340×6/12）=15.47元，三年内累计间接节电费用与节能型电感镇流器相比可算出，（17W-11W）×0.001×0.7元×10×（340×6/12）=7.14元，在这些场合如果算上间接节电因素，150W金卤灯电子镇流器点灯系统三年的运行费用电容低于普通型金卤灯电感镇流器点灯系统，但仍明显高于节能型金卤灯电感镇流器点灯系统。
对于运动物体的照明例如乒乓球馆、羽毛球馆、网球场以及摄影、摄像场合，由于金卤灯电子镇流器独特的无频闪功能而使它能代替原有的低光效的卤钨灯，从而收到明显的节能效果，在相同的照明条件，平均比充卤素的钨丝灯系统节电达60﹪。应该讲这也是金卤灯电子镇流器得以生存和发展的最主要方向。而电感式镇流器由于频闪效应很难应用于这些具有运动物体的照明场合。E、灯的效率
这一问题初看起来，好象是由灯自身的质量好坏所决定的，但实际上对于同一个灯来说，输入的灯电流的波形及频率的不同都会明显影响灯的电→光转换效率。就本文涉及的三种镇流器而言，设计良好的欧标金卤灯镇流器，其输出到灯的电流近似于正弦波，并且过零处的电流中断时间（OT）很小。与金卤灯配合后电→光转换效率最高。美标金卤灯镇流器由于采用超前顶峰式结构，灯电流过零处中断时间（OT）较大，所以在输入到灯相同功率的条件下，电→光转换效率约比欧标金卤灯镇流器低0.5%~2%。
电子镇流器输出到金卤灯的电流频率约在40KHz~50Hz，应该说其灯电流过零时的中断时间（OT）几乎可忽略，但实验却证明高强度气体放电灯在相同的电功率输入时，比工频相同电功率输入到同一灯时的光效要低，尤其是在250W及以上时，这一现象就比较明显，其电→光转换效率约低1.5%~3%。这一现象产生的原理目前尚不清楚，但这一现象说明了对低气压放电的荧光灯，在高频下其发光的效率会有约5%~8%的提高，但在高强度气体放电领域，用高频点灯不仅没有使灯的光效有所提高，在大功率时，灯的效率反而有所下降。
F、调光特性
为了适应各种场合不同的要求，对金卤灯进行适当调光是有必要的，在这一方面无疑是电子镇流器的功能最好，它能基本实现无级的调光，而电感式镇流器就目前比较经济的方法，一般只能采用分级调光形式。但是金卤灯的调光是受到其自身特性限制的，当金卤灯处于较小的输出功率时，由于其电弧管内的压力低而使灯的发光效率明显的减小。对于石英电弧管的金卤灯来讲，灯功率的明显调低，（约50%及以下的输出时）其发出光的谐线中，紫外光的比例将会明显的超标，这一现象一方面使灯发出可见光的效率进一步下降，另一方面必须对灯具上的透光玻璃采取更进一步的措施才能防止正常照明时紫外线成份不超标。所以对金卤灯而言，虽然电子镇流器可做到在100%~20%的调光，但实际应用时一般只适合用于陶瓷电弧管的金卤灯，并且考虑到其效率，调光范围一般只可取100%~40%。
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沙发
发表于 2008-2-20 08:34:49 |只看该作者 G、镇流器与灯的距离
在实际的使用中，因为很多原因往往需要把镇流器安装在离灯较远的地方，在这一方面电感镇流器只要导线截面积足够，导线电阻约占镇流器等效阻抗的0.5%以下时，几乎不会影响灯的正常工作，这一距离一般可达50米左右。而电子镇流器由于其输出的是高频，所以输出导线的高频感抗较大，当灯和镇流器的距离达5米时，因导线高频阻抗原因已会使灯的输出功率明显下降约3%~8%，并且电子镇流器输出导线的增长还会使对外干扰（EMI）明显上升并超过标准限值。更重要的是，对于采用钢杆的路灯，如果电子镇流器安装在路灯钢杆的基座内，其输出到灯的导线相互之间，以及导线与接地的钢杆之间将产生明显的容性泄漏电流，这一容性泄漏不仅会产生对外干扰，还会加重电子镇流器的负载而可能使电子镇流器寿命缩短。
H、镇流器的使用寿命
电子镇流器的生产企业，对生产过程质量控制以及工艺控制要比做电感镇流器生产过程质量控制以及工艺控制严格得多，仅管这样，因为电子镇流器内的元件很多，并且其中任一元件出故障都将造成电子镇流器的失效。即使是电子镇流器内部的元器件没有失效，但在露天且在雷电感应和高压脉冲“袭击”的场合仍会使不少电子镇流器早期失效。目前电子镇流器由于受到元器件寿命及外界电磁感应脉冲干扰的影响，平均寿命基本在3年左右。
电感镇流器由于其结构简单，只要绕组未发生自身的匝间和层间短路以及对外表的击穿。一般寿命都大于10年，在耐高温及恶劣环境条件方面，电感镇流器的使用寿命也明显优于电子镇流器。
I、自身重量
在自身重量方面，电感镇流器由于其结构原因并且要保持其良好的工作特性，自身重量是很大的，一般 为同类电子镇流器重量的3倍~5倍。J、执行ROHS和Weee指令
欧盟议会和欧盟理事会第2002/95/EC号《关于限制某些有害物质在电子电气设备中使用（ROHS）指令》规定，从2006年7月1日起各成员国在电子电气产品中禁用（除少数限用外）镉、铅、汞、PBB（多溴化联苯）和PBDE（聚溴联苯）。另外，又颁布了第2002/96/EC号《关于报废电子电气设备（weee）指令》，这一执令已于2005年8月13日执行。对照明电器在weee指令中附件1A中规定，报废的照明电气产品回收再利用率要达到每件器具平均重量的70%以上，对于气体放电灯，组件、材料和物质再循环利用率将达到灯重量的80%以上。
我国目前是世界照明电器出口的第一大国，这二个指令的发布对我国出口欧盟的照明电器产品有非常大的影响。目前我国对应欧盟二个指令的相对应标准也即将出台，这二个指令本身也将对电子和电感镇流器今后的发展产生重大影响。
就金卤灯电子镇流器和电感镇流器而言，要满足ROHS和Weee指令其难度是有很大差别的。电感镇流器只要在其采用的材料中，例如塑料绝缘材料中的阻燃剂，不含PBB（多溴化联苯）和PBDE（聚溴联苯），黄铜材料中不含铅、镉,电镀件中不含六价铬就能轻易满足ROHS指令的要求。对于电感镇流器来说，其报废的材料回收再循环利用率可轻易达到自身重量的85%以上，也完全能满足Weee指令的要求。
电子镇流器要达到ROHS指令的要求，除了其塑料绝缘件和黄铜材料也需达到上述要求外，最困难的是采用的焊锡中铅含量问题，众所周知，当锡铅比列达到65%/35%时焊锡特性最佳。我国目前的电子线路板上的焊锡普遍采用这一牌号的焊锡，但为了满足ROHS指令，必须得放弃这种焊锡。目前采用的其它能满足ROHS指令的焊料除了成本高以外，焊接的温度也明显提高，这使得在接过程中的工艺难度更大，也更易损坏电子元件。在达到Weee指令要求方面，电子镇流器也面临很大的困难，其电子元件及线路板的回收利用是个很困难的问题，虽说目前的技术已能使电子镇流器的回收再利用达到Weee指令的要求，但是，回收处理所付出代价要比电感镇流器大得多。
二、金卤灯电子镇流器和电感镇流器的性能/价格及运行成本（实例）对比
对金卤灯电子镇流器的性能价格及实际应用成本对比，可通过小功率金卤灯点灯系统和大功率金卤灯点灯系统二个例子来对比。下述对比都是建立在每种镇流器都全面达到标准的基础上。
A、小功率150W金卤灯系统的运行比较
150W小功率金卤灯对美标和欧标的结构和参数几乎是一样的。可从如下几个因素来综合评价电子镇流器和电感镇流器点灯系统三年的综合运行成本。
1.对输出功率较好的150W金卤灯电子镇流器，自身功率损耗约为11W，由于金卤灯照明大多用在公共场合，每天使用的时间以及每年使用的天数都较多，设每天用10小时，每年用340天，每千瓦时电费为0.7元。电子镇流器点灯系统的总功率150W+11W=161W，三年的用电费为0.7元×（10H×340D×3Y×0.161KW）=1149.54元，150W金卤灯电子镇流器平均价格140元，电子镇流器平均使用寿命为三年，平均
早期失效率1﹪。折合成每个电子镇流器单价约为141.4元。所以每个150W金卤灯电子镇流器三年平均运行费用是1149.54元+141.4元=1290.94元。
2.对输出功率同样足够的150W金卤灯电感镇流器，普通型电感镇流器的自身功率损耗约为24W，节能型电感镇流器自身损耗为17W，按上述同一计算方式
普通型三年的用电费为0.7元×（10H×340D×3Y×0.174KW）=1242.36元。
节能型三年的用电费为0.7元×（10H×340D×3Y×0.167KW）=1192.38元。
由于电感镇流器工作时需要加触发器，（平均价格为10元）为了使点灯系统功率因素达到0.9，所以加配18μF补偿电容（平均价格为18元），对触发器和电容，设其工作寿命为三年，早期失效率为1﹪，但电感镇流器平均工作寿命为10年，所以消耗的三年价格折旧。
对普通型电感镇流器价格为65元，早期失效率为0.01﹪，三年折旧价65元×1.0001×0.3+（10元+18元）×1.01=47.78元。
对节能型电感镇流器价格为80元，早期失效率几乎为零，三年折旧价80元×0.3+（10元+18元）×1.01=52.28元。
注：本文电感镇流器的价格已经把铜材涨价因素考虑在内，价格都按2006年5月价格计算。
每一个点灯系统三年的平均运行价格：（采用三年运行电费加上三年折旧价）
电子镇流器点灯系统：1149.54元+141.4元=1290.94元
普通型电感镇流器点灯系统：1242.36元+47.78元=1290.14元
节能型电感镇流器点灯系统：1192.38元+52.28元=1244.66元
从上面的实例对比可看出，对于普通的照明场合，节能型金卤灯电感镇流器点灯系统的三年运行成本最低，金卤灯电子镇流器点灯系统与普通金卤灯电感镇流器点灯系统三年的运行成本几乎一样。另外，在南方一些地区，在一年中使用空调的时间长达6个月，那么电子镇流器因其自身功耗小，造成的自身发热小而使空调系统间接的产生节电，按上述计算原则三年内累计间接节电费用与普通型电感镇流器相比可算出，（24W-11W）×0.001×0.7元×10×（340×6/12）=15.47元，三年内累计间接节电费用与节能型电感镇流器相比可算出，（17W-11W）×0.001×0.7元×10×（340×6/12）=7.14元，在这些场合如果算上间接节电因素，150W金卤灯电子镇流器点灯系统三年的运行费用电容低于普通型金卤灯电感镇流器点灯系统，但仍明显高于节能型金卤灯电感镇流器点灯系统。
对于运动物体的照明例如乒乓球馆、羽毛球馆、网球场以及摄影、摄像场合，由于金卤灯电子镇流器独特的无频闪功能而使它能代替原有的低光效的卤钨灯，从而收到明显的节能效果，在相同的照明条件，平均比充卤素的钨丝灯系统节电达60﹪。应该讲这也是金卤灯电子镇流器得以生存和发展的最主要方向。而电感式镇流器由于频闪效应很难应用于这些具有运动物体的照明场合。B． 大功率400W金卤灯系统的运行比较
1.对于功能齐全的400W金卤灯电子镇流器，自身功耗约28W，按上述计算公式，三年的运行电费为0.7元×（10H×340D×3Y×0.428KW）=3055.92元。
400W金卤灯电子镇流器平均价格为260元，400W金卤灯电子镇流器早期失效率约为2﹪，折合到每个电子镇流器平均价格为260×1.02=265.2元
400W金卤灯电子镇流器点灯系统三年中运行成本为3055.92元+265.2元=3321.12元。
2.节能型欧标400W金卤灯电感镇流器自身功耗约28W，也按同一计算公式三年的运行电费为0.7元×（10H×340D×3Y×0.428KW）=3055.92元，节能型欧标400W金卤灯电感镇流器平均价格为145元，早期失效率为0.01﹪，折合到每个400W欧标电感镇流器平均价格为145×1.0001=145.02元。
由于电感镇流器具有10年以上的使用寿命，所以三年的运行折旧费为145.02元×0.3=43.50元。
触发器价格为16元，补偿电容43μF，价格为40元，设此两个零件平均寿命为三年，所以三年的运行费用共计为43.50元+16元+40元=99.50元。
节能型欧标400W金卤灯电感镇流器点灯系统三年运行成本为3055.92元+99.50元=3155.42元。
3.对于品质较好的美标400W金卤灯电感镇流器，由于其内部存在局部磁路的磁饱和现象，所以自身功耗约58W，也按上述计算公式，三年的运行电费为0.7元×（10小时×340天×3年×0.458KW）=3270.12元。
美标400W金卤灯镇流器的平均价格为220元，早期失效率为0.02﹪，折合到每个400W美标金卤灯镇流器平均价格为220元×1.0002=220.044元，对于10年使用寿命的电感镇流器来说，三年折旧费用为220.044元×0.3=66.01元，串联电容器36μF，价格为36元，所以三年的运行费用共计为3270.12元+66.01元+36元=3372.13元。
由于400W金卤灯基本都用于室外，所以不存在自身发热造成的空调附加费用。
从上述的三年运行成本分析来看，对400W金卤灯运行系统，节能型欧标金卤灯点灯系统运行成本已明显低于金卤灯电子镇流器的运行成本，而美标金卤灯运行系统的费用略高于电子镇流器的运行系统。
三、结论
经过照明电器界广大技术人员近20年的努力，以及部分元器件的集成化和专门化，使得电子镇流器的制造技术有了长足的进步，在低气压放电的荧光灯领域，小功率节能灯镇流器（3W～18W），已经几乎完全由电子镇流器取代了电感镇流器，在较小功率荧光灯领域（18W～58W），电子镇流器也正在不断地扩大占有率而逐步地挤占着电感荧光灯镇流器的市场。尽管欧盟的ROHS和Weee指令的实施以及这两个指令在世界各国引起的响应会使荧光灯电子镇流器的制造工艺遇到不少困难，并且其制造成本也会有所增加，但因为荧光灯电子镇流器自身重量轻,功耗小,光效高，可做到无频闪等突出优点，所以在低气压荧光灯领域内，电子镇流器仍将会继续扩大它的占有率。
在高强度气体放电灯领域，就总体运行成本来讲，小功率的金卤灯或高压钠灯电子镇流器并不占有优势。但在一些特殊的具有运动物体的照明场合，例如乒乓球馆、网球馆、羽毛球馆，以及摄影、摄像场合，电子镇流器因为其具有连续调光并且可做到无频闪，可以较好地替代充卤素的钨丝灯，所以具有较明显的优势。
在大功率高强度气体放电灯（175W以上）领域，由于EMI、抗干扰、开机浪涌、声共振,可靠性,满足ROHS和Wee指令及综合运行成本等多方面因素，电子镇流器处于明显的劣势。即使在电网电压很不稳定的场合，例如一些地区的路灯系统，电感镇流器点灯系统也可通过一组点灯系统集中串联电抗器的自动控制系统，来实现可靠而经济的稳定灯功率，后半夜减半运行等多项控制功能，而使系统可靠又最经济
地运行。在大功率高强度气体放电灯（175W以上）领域，在比较长的时期内仍将是以运行成本最佳的欧标节能型电感镇流器为主流的发展方向。除非电子镇流器在元器件技术上以及集成化和专门化有重大突破。
新型桥式固态型故障限流器的研究 篇3
随着电力系统装机容量的逐年增加,电网的短路电流水平也随之增大。短路电流过大会直接影响电气设备的选择和电网的安全稳定运行,如何采取切实可行的有效措施解决这一问题,已越来越受到业界的高度重视[1,2,3,4,5]。基于电力电子技术的桥式固态限流技术是当前的一个研究热点。
桥式固态型故障限流器(简称固态限流器)是利用电力电子技术开发的一种新型短路限流器,具有以下优点:正常时,限流电抗器中通过直流电流,无压降,几乎无功耗;故障时,限流电抗器无延时自动投入;故障切除时,晶闸管在电流过零时关断,不会引起过电压和附加振荡[3]。
参考文献[1-2]提出了三相桥式固态限流器的拓扑,并对各种短路情况的工作机理和控制模式进行了仿真研究,并建立了相应的数学模型。但这种拓扑结构的限流器最主要的一个缺点是:电力系统发生故障时,限流桥路要通过系统全部的故障电流,不仅谐波比较丰富,晶闸管的容量要按故障容量来设计,而且控制策略也比较复杂,实时性差。因此,参考文献[3-5]提出了带旁路限流电感的新型桥式固态限流器的拓扑及简单实用的控制策略,即一旦检测到故障就封闭掉所有晶闸管的触发脉冲,使整个限流器退出运行,这样在系统发生不对称故障时,势必会影响到故障相的运行。本文主要对这种新型的固态限流器的控制策略进行了改进,使得发生不对称故障时仅断开故障相桥臂,将故障的影响限制在最小的范围内,通过仿真表明了该策略的正确性,然后研究其对电力系统稳定性的影响。
1 限流器拓扑及控制策略
带旁路电感的三相桥式固态限流器的拓扑如图1所示,其工作原理如下:限流器在系统正常运行时,由晶闸管T1至T6组成的三相可控整流桥工作在全导通状态,T7、T8常导通给限流电感Ld提供续流回路。稳态运行时,电感Ld的电流在理想条件下达到负载电流峰值,并经T7、T8短接续流。因此耦合变压器副边近似于短接状态,原边压降几乎为“零”,旁路电感近似被短接。当系统发生短路故障时,系统电压加在耦合变压器原边以及旁路电感上,因此旁路电感和限流电感Ld通过耦合变压器并联后立即自动串入系统,限制故障电流上升。在系统短路后约一个周波的时间内故障电流包含两部分,旁路电感电流和由变压器副边限流电感决定的变压器原边流过的电流。在限流器的运行控制中,若在系统短路故障后能迅速隔离桥电路,变压器副边等效于开路,系统的短路电流完全由旁路电感决定。
一旦控制系统检测到故障发生时,立即封锁限流器故障晶闸管及晶闸管T7、T8的触发脉冲,在直流限流电感的电流到达峰值时再延时一段时间(120。电角度)后开通晶闸管T7、T8的触发脉冲,给直流电感提供续流回路,从而关断故障相晶闸管,相当于故障相变压器二次侧开路,故障相短路电流仅由旁路电感限制,而非故障相可以继续运行一段时间。这样就可以在故障时仅断开故障相桥臂,将故障的影响限制在最小的范围内。
2 限流器对电力系统暂态稳定的影响
由于限流器直流电感在过渡过程中与系统交换的能量非常微小,因此在研究固态限流器对系统暂态稳定的影响时可以将这部分能量忽略不计[6]。
对于单机无穷大系统来说发电机的功率特性(忽略电阻的影响)一般为:
其中E为发电机暂态电抗后的电势,U为无穷大系统的电压,X∑为发电机与无穷大系统间的转移电抗,δ为发电机端电压与无穷大系统电压U之间的相位差,Pmax为系统的功率极限。
提高系统的功率极限,有利于提高极限切除角,从而有利于提高系统的暂态稳定性,而系统的转移电抗XΣ的大小对功率极限有很大的影响作用,其值是由系统的正序等值电路来确定的。对于不同的短路故障,根据正序等效原则,应在正序等值电路中的短路点对地接入短路附加电抗XΔ。而在系统出现短路故障时,转移电抗XΣ是随着附加电抗XΔ而变化的。对于不同的短路故障,附加电抗值XΔ是不同的。以下以最严重的三相短路来分析单机无穷大系统(如图2所示)的暂态稳定。
1)未装设限流器
由于未安装限流器,因此XF=0。三相短路时,附加电抗XΔ=0,从图2中的正序等值电路可知,此时的转移电抗为:
此时对应的发电机输出的电磁功率为0,也即发电机发出的全部有功功率无法送往无穷大系统,一旦故障不及时切除,必将导致发电机和无穷大系统之间的稳定遭到破坏。
2)装设限流器后
当一回线路短路后,安装在该回线路上的FCL迅速接入故障电路中。此时XF不为0,而附加电抗XΔ=0,参照图2等值电路,经过一次三角形电路转为星形电路的变换以及一次星形电路转为三角形电路的变换后,可以计算得到发电机和无穷大系统间的转移电抗为:
显然,由于限流电抗的接入使得系统的转移电抗不再是无穷大,发电机输出的电磁功率也不再是零,这可以说明,限流器的接入提高了故障器件发电机输出的电磁功率,从而有利于短路后系统的暂态稳定性。也可以从物理概念上来理解,因为接入了限流器,使得变压器高压侧的电位不再是零,从而有功功率可以通过非故障线路传送至无穷大系统。同理,对于非对称性短路,只是附加电抗XΔ不为0,通过星形/三角形变换可以求得转移电抗XΣ,限于篇幅,此处不再另作讨论。
3 MATLAB仿真分析
3.1 改进控制策略仿真分析
本文按该限流器的拓扑结构搭建了MATLAB中Simulink仿真模型,参数设置为:额定电压Un=10 kV,额定电流IS=500 A,耦合变压器变比设为1:1,直流电感值Ld=0.127 H,旁路电感值La=0.006 34 H,短路电流限制比K=5,t=0.5 s时发生故障。其中,各短路情况下装设限流器后系统电流波形如图3所示,未装设限流器时的三相短路电流波形如图4所示。
从图3和图4比较可以发现,系统中装设了带旁路电感的桥式固态限流器后,系统的短路电流水平经过2～3个周期后变为额定电流的5倍左右,与预期的限流水平一致,限流过程中明显无过电流产生。另外不对称故障时,非故障相的电流没有受到影响,因此非故障相可以继续运行一段时间,保持重要负荷的供电。
3.2 暂态稳定仿真分析
利用MATLAB/Simulink建立单机无穷大系统的仿真模型,发电机采用简化模型,也即暂态电势E恒定的经典二阶模型。参数设置如下:E=1.05(p.u.),Pm=0.8(p.u.),惯性时间常数H=4 s,阻尼系数Kd=44.6,内电抗Z=0.005+j0.1(p.u.);变压器参数XT=0.03(p.u.);单回线路参数Xl=0.36(p.u.),限流器参数XF=0.1(p.u.),t=2 s时发生故障。仿真结果如图5、图6所示。
从图5中可以看出:三相短路情况下,由于附加电抗XΔ为0,所以不接限流器时功角失去稳定,而接入限流器后,发电机和无穷大系统间的转移电抗不为无穷大,因此有效地保持了功角的稳定。对于单相接地故障,如图6所示,故障时由于附加电抗XΔ不为0,限流器接入与否对发电机功角的影响与系统的实际参数及限流电感的参数有关。
4 结语
本文对带旁路电感的桥式固态限流器的控制策略做了一个改进,通过仿真验证了该控制策略的正确性,使得在系统发生不对称故障时,非故障相电流不受故障相的影响。随后在单机无穷大系统中研究了桥式固态限流器对发电机功角稳定的影响:即在线路首端发生最严重的三相短路情况下,桥式固态限流器可以有效地抑制发电机功角的失稳,而在其它非对称性故障的情况下,限流器的接入对发电机功角的影响很小。
摘要：介绍了带旁路电感的新型桥式固态限流器的拓扑,并对控制策略进行了改进,使得发生不对称故障时仅断开故障相桥臂,非故障相可继续运行一段时间。研究了固态限流器在单机无穷大系统中对发电机功角稳定的影响。仿真验证了改进的控制策略的正确性以及固态限流器对三相短路情况下功角失稳的抑制作用。
关键词：固态型故障限流器,旁路电感,暂态稳定,MATLAB仿真
参考文献
[1]费万民,吕征宇,吴兆麟,等.三相接地系统短路故障限流器及其控制策略[J].电力系统自动化,2002,26(8):33-37.
[2]蔡永华,江道灼,吴兆麟.三相桥式固态限流器数学模型及其仿真研究[J].电力系统及其自动化学报,2004,16(5):56-61.
[3]赵中原,吕征宇,江道灼.新型固态限流器三相主电路拓扑及控制策略研究[J].中国电机工程学报,2005,25(12):42-46.
[4]蔡永华,江道灼,吴兆麟.带旁路电感的变压器耦合三相桥式固态限流器的控制策略研究[J].继电器,2003,31(10):9-12.
[5]张鹏飞,江道灼,刘华蕾.带旁路电感的新型固态限流器试验研究[J].电力系统自动化,2005,29(4):67-72.
故障限流器 篇4
针对以上问题, 本文在四柱式可控电抗器的基础上进行改进, 提出了一种适用于中高压电网的新型故障限流器拓扑结构, 建立其简化电路模型, 最后用MATLAB/PSB的仿真对一个设计实例的限流效果进行了验证和分析。
1 饱和电抗器的工作原理
饱和电抗器 (Saturated Reactor) 基于软磁材料磁化曲线的非线性饱和特性而工作。组成饱和电抗器的基本单元是设置两个绕组的铁心, 一个通以直流控制电流, 称为直流控制绕组, 另一个接交流电源及负载, 称为工作绕组。
图1为一单相磁饱和式可控电抗器的结构原理图。电抗器为四柱铁心结构, 其中两个主铁心柱1、2对应的柱高 (高度为l) 和截面积 (截面积为S) 相等;两个旁轭3、4对应的柱高和截面积也相等。根据设计要求主铁心柱截面积小于旁轭截面积。两个主铁心柱上, 各绕上下两组交流绕组, 每组绕组的匝数为N=N1+N2, 在N1和N2之间设抽头, 抽头比为δ=N1/N, 上下两组交流绕组抽头之间分别接一个晶闸管T1和T2。没有另设单独的直流绕组。两个主铁心柱上不同铁心的上下两个绕组交叉顺接, 续流二极管D跨接在两个交叉点上。
电抗器工作状态:
(1) 状态1:α=π, T1, T2, D都关断。
(2) 状态2:0≤ωt<α或π≤ωt<π+α, D导通, T1, T2都关断。
(3) 状态3:α≤ωt<π, T1导通, T2, D都关断。
(4) 状态4:π+α≤ωt<2π, T2导通, T1, D都关断。
当 (0≤α<π) 时, 可控电抗器处于工作状态, 如图2所示, 电抗器将按照状态2-状态3-状态2-状态4的次序轮流转换工作状态, 铁心柱1、2在一个周期内增磁-去磁交替变化, 从而引起电抗器电感和容量的变化。
由于晶闸管T1和T2及二极管的单向导通特性, 绕组中将产生方向不变的环流id其大小受控于晶闸管触发角的大小, 那么通过调节的大小就可以达到连续调节电抗器电容量的目的。
根据文献[9], 有如下的等式关系:
其中,
发角
分别为可控电抗器的工作电流及其直流控制电流;gu, ku, 分别为可控电抗器的工作电压及其等效控制电压。
本文在磁饱和式可控电抗器的基础上进行改进, 图3为改进后饱和电抗器的结构图。改进之处在: (1) 磁饱和可控电抗器每个主铁心柱上的晶闸管替换为二极管。 (2) 在不同铁心的上下两个绕组交叉处不再加装的二极管。
2 故障限流器的工作原理
基于改进后的饱和电抗器的工作原理, 提出一种新型故障限流器的拓扑结构及简化电路模型, 如图4所示。
正常运行时, 当额定交流电流通过交流线圈时, 由于主铁心处于深度饱和, 此时交流线圈处于低感抗状态, 限流器不影响系统的稳态运行。
当电力系统出现短路故障时, 在交流电流的正半周, 使主铁心2退出饱和, 起到限制短路电流的作用;在交流电流的负半周, 主铁心1退出饱和, 限制短路电流的增加。
故障限流器的铁芯磁化过程可用图5的χ-i曲线描述。图中曲线1为主铁心1在方向相反的直流磁势作用下的交流线圈的χ-i曲线, 曲线2为主铁心2在方向相同的直流磁势作用下的交流线圈的χ-i曲线, 曲线3为限流器系统的χ-i曲线, 它是曲线1和曲线2的叠加。
图中表示磁链, i表示电流, Idc表示直流偏置电流。s为铁芯的饱和磁链, 曲线3可分三段来分析。
(1) χ-i曲线的I段。
该段曲线表示限流器处于额定工作状态。在此段处, 交流工作电流较小而直流偏置电流较大, 限流器的两个主铁芯都处于饱和状态, 限流器工作在曲线的I段, 具有较小的电感L1。
此时L1的大小为:
其中:Nac线圈的匝数;0µ为真空磁导率;µac铁心动态相对磁导率, 此时µac=1Sac主铁心截面积;l为铁心磁路的等效长度。
在该段曲线区间内, 在电源的一个周期内, 二极管D1、D2轮流导通起到了全波整流的作用, 限流器绕组中流过两部分电流, 即交流工作电流和直流偏置电流, 直流控制电流所产生的直流控制磁通在两主铁心内闭合。主铁心1、2处于深度饱和状态又由于旁轭3、4截面积大于主铁心截面积此时旁轭处于不饱和状态。
(2) χ-i曲线的II段。
该段为故障限制状态。故障状态时, 由于交流电流迅速增大, 组成限流器的两个主铁芯其中之一由于直流偏置电流产生的磁链无法抵消交流电流产生的磁链而退出饱和状态, 而另一个主铁芯由于直流磁链和交流磁链相互叠加仍然处于深度饱和状态, 限流器进入曲线的II段, 具有较大的电感L2, 从而起到限流的作用。从图中可以看出此段曲线1的夹角为α, 曲线2的夹角为β, 经过叠加后曲线3的夹角变为α+β。
此时µac>>1。
(3) χ-i曲线的III段。
随着故障电流的继续增大, 限流器两个主铁芯的其中之一, 由于直流偏置电流产生的磁链无法抵消交流电流产生的磁链, 而且过大的交流磁链使铁芯进入反向饱和状态, 而另一铁芯由于直流磁链和交流磁链叠加仍然处于饱和状态, 限流器进入曲线的III段。从图中可以看出, 在此段曲线1和曲线2的夹角均为α, 经过叠加后曲线3的夹角变为2α, 限流器具有较小的电感, 此时系统电流极大, 两铁芯处于深度饱和状态故障限流器会失去限制电流的能力。按设计要求, 在发生短路故障时, 限流器有效地限制短路电流的增加, 故障限流器不会工作在曲线的III段。
3 仿真结果及分析
基于磁饱和可控电抗器的故障限流器的限流原理, 利用Matlab/PSB对其建模和仿真分析。
变压器模型是构成限流器仿真模型的核心模型。PSB提供了饱和变压器模型。在仿真计算中, 磁化特性是通过查表实现的。值得指出的是, 尽管在推导电抗器数学模型时, 忽略了铁心损耗和绕组漏磁通, 但当使用PSB提供的变压器模型仿真时, 可以通过相应的参数设置计及它们的影响。等效磁化特性设为理想小斜率磁化曲线, 其函数表达式为:
Bs为铁心等效饱和磁通密度;
µ0为空气磁导率。
短路故障发生在不同时刻, 引起的短路电流就会有不同的特性, 因此先对电路不同时刻发生短路故障的短路电流进行仿真。选择分别在α=0°和α=90°时刻发生短路故障进行短路电流仿真, 如图6和图7所示。
从仿真图中可以看出, 零值故障的危害最大, 短路电流水平远高于峰值故障的情况。动态仿真以零值故障为例。
3.1 正常运行时的仿真
负载为纯阻性, 电阻RL=17Ω, 通过提高抽头比, 逐渐增大偏置电流, 同时测量电源和限流器两端的电压, 以计算正常运行时偏置电流对限流器电压损耗的影响。图8为仿真模拟图。
图9为, 偏置电流32A, 正常运行时电源和限流器两端的电压波形图。
从图9中可以看出, 限流器上只有很小的压降, 线路电压损失很小。限流器两端的电压波形没有发生畸变, 限流器对系统正常运行几乎无影响, 可以极大的提高系统的供电质量。
3.2 故障运行时的仿真
为了对比限流器的限流效果, 进行了不加限流器直接短路的试验, 图6为其短路电流波形。图10为加故障限流器下短路电流波形比较使用和未使用限流器的短路试验结果可以看出, 使用限流器可以有效减小故障后稳态时的短路电流值;且使用限流器后, 短路冲击电流由2550A降为140A, 因此限流器还可以有效减小冲击电流值。
经过对系统正常运行、不同短路角的故障电流的仿真分析, 可知: (l) 加入限流器后, 无论是零故障还是峰值故障, 限流器都能有效的限制短路电流。在额定状态下, 限流器两端电压的正负半周的波形应该是对称的, 否则说明铁芯的饱和程度还不够, 存在非线性, 应该通过提高抽头比加大直流偏置电流。 (2) 当故障电流达到某一固定值时, 限流器能迅速反应, 将电流限制在一定值以内, 对故障电流的第一个峰值也有很好的限制作用, 短路冲击电流越大, 限流的速度越快, 可以将大的短路电流冲击值在较短的时间内限制下来, 且可以在较短的时间内使线路电流达到稳态值。
4 结语
(1) 四柱铁心型电抗器的数学模型可以看作具有三段式分段线性化的电感性元件模型。在数字仿真中可以用2个一定方式连接的变压器模型作为限流器的物理模型。
(2) 新型故障限流器与同电压等级的饱和电抗器。型故障限流器相比, 有效地降低了短路冲击电流, 限制短路电流。由于没有设置独立的直流励磁绕组, 从而降低了设备的体积、重量及造价。因设计简单、成本较低廉的特点, 在电力系统中有着广阔的应用前景, 但是要做到真正应用还必须进行深入细致的研究。
摘要：概述了各种类型高温超导故障限流器 (HTSCFCL) 的优缺点。通过对四柱式可控电抗器的改进, 提出了一种新型故障限流器的拓扑结构。在正常运行时, 故障限流器电压损耗很小, 不影响系统运行;在发生短路故障时, 故障限流器自动实现工作状态的转变, 产生很大的限流阻抗, 从而达到限流的目的。并用MATLAB/PSB对其限制电流的效果进行了验证和分析, 结果证明该拓扑结构的正确性, 新型故障限流器能够有效地限制短路电流。
关键词：故障限流器,磁饱和式可控电抗器,短路电流
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经济型故障限流器的应用及发展 篇5
电力系统的高速发展导致系统短路电流水平急剧增加，短路电流已经达到甚至超过开关设备的遮断容量，目前已成为制约电网运行与发展的重要因素。故障限流器的研制为解决该问题提出了可行的办法，理想的故障限流器必需满足以下要求[1,2]：(1)正常运行时，对系统无任何影响，故障时能够有效限制短路电流峰值和稳态值;(2)动作时不引起系统暂态振荡、过电压，没有影响继电保护动作特性等不良作用;(3)故障切除后能够具有自动复位和多次连续动作能力;(4)设备成本及运行费用低，能够被电力部门所接受。
基于常规电气设备或元件的经济型故障限流器，除能满足上述基本要求外，而且具有运行可靠性高、无需外加控制实现自动投切、价格低廉和技术经济性能好等明显优点，具有良好的应用前景。本文对经济型故障限流器的发展进行总结，分析了限流器在电力系统不同位置的限流效果，并指出加装限流器对系统及设备的交互影响。
1 经济型故障限流器的发展
1.1 机械开关型故障限流器
机械开关型故障限流器(FCL)的原理结构如图1所示[3]。系统正常时开关FZL1和FZL2闭合，机械开关S断开;发生故障时，S在电流第一半波过零点时迅速接地，将短路电流进行分流，然后FZL1和FZL2断开，将电抗器接入故障电路，进行限流。机械开关型FCL的主要缺点是动作速度慢，装置成本高，难以灵活控制，不能限制短路电流峰值，故未能在电力系统中得到实际应用。
1.2 放电间隙型故障限流器
放电间隙型FCL原理结构如图2所示，它由电容C和限流电抗器L、真空间隙开关SW以及作为电容器过电压后备保护的Zn O避雷器组成。正常工作时由L和C组成串联谐振状态，当发生短路故障时，则在几个毫秒内点火从而使间隙开关SW击穿成为导电状态，这时L便投入限流工作。
1.3 电弧电流转移型故障限流器
电弧电流转移型FCL原理结构如图3所示。系统正常工作时，负荷电流通过真空开关VCB;短路故障发生后，控制间隙放电，向VCB提供一个高频脉冲电流，强迫真空电弧电流过零熄弧，VCB能够在几个毫秒内完成触头分断，让短路电流转移到并联的电阻上以实现限流。其缺点是：(1)可转移电流受真空电弧电压和引线杂散电感影响较大;(2)转移时间取决于真空开关的分断速度;(3)当电弧电压很低时，短路电流转移困难，需要外加辅助装置提高电弧电压和强迫电流过零。
1.4 基于饱和电抗器的串联谐振型故障限流器
此故障限流器由饱和电抗器SR、电容C和串联电抗器L组成[4]，其原理结构如图4所示。饱和电抗器与电容并联后，再与串联电抗器共同组成串联谐振电路。利用饱和电抗器在短路大电流下的饱和特性，可将电容短路，从而打破正常工作条件下的串联谐振状态，自动实现对短路故障电流的抑制。在故障切除后，饱和电抗器即刻失去饱和，电容及时接入，电路自动恢复串联谐振状态，正常运行时损耗很小。工作在电磁瞬态时，饱和电抗器和电容互为过压保护，即饱和电抗器对电容可起工频过压保护，电容对饱和电抗器可起冲击电压保护，不必增设多重保护。
1.5 基于避雷器的串联谐振型故障限流器
基于避雷器的串联谐振型故障限流器原理结构如图5所示[4,5]。它是利用ZnO避雷器的非线性电阻特性将电容C短路，系统正常工作时整个电抗器(LC+L)和电容发生串联谐振，系统发生短路故障时，利用ZnO避雷器的非线性电阻特性将电容C短路，从而将电抗器L串入系统，达到限制故障电流的目的。Zn O避雷器同时作为电容的过电压保护，并联间隙G作为避雷器短时热耐受能力的后备保护，快速合闸开关K的作用是在系统发生短路时将电容、避雷器和并联间隙旁路，作为避雷器的后备保护和可控间隙的主保护，避免间隙长时间的燃弧烧损，它只需完成快速合闸功能，不必具备多大的过流开断能力，易于制造。实际设计中，避雷器、可控间隙G和旁路开关K的配合非常重要，应遵循如下原则：(1)故障发生时，避雷器应首先动作以保护电容并将电抗器串入线路，这样就能保证故障限流器动作的快速性，可有效抑制短路电流的第一个峰值;(2)紧接避雷器的动作，控制间隙G可靠动作从而将短路电流转移到间隙支路;(3)间隙动作后，闭合开关K，将间隙支路的电流转移到开关支路。
2 经济型故障限流器安装地点
故障限流器在电力系统应用具有重要作用，能够产生巨大的经济效益。故障限流器在电力系统安装位置如图6所示[6]，其中数字表示在该处安装限流器，下面对限流器分别安装在不同位置时的性能作简要分析。
1)发电机接线处
在该处安装FCL能够减小故障时电网中短路电流的容量，减小故障电流对发电机的冲击，从而也会减轻在装置和设备上产生的损耗，还可以延缓对系统的改造升级时间[7]。
2)厂用配电站处
通常该位置的短路电流容量很大，安装FCL后能在很大程度上抑制短路电流，减少故障电流对配电站的影响。
3)网络联络处
网络与网络间安装FCL会在以下几方面产生很好的作用：功率的流动、电压稳定、供电安全、系统的稳定性。
4)母线联络线处
为了限制短路电流，母线分段、环网开路等是常采用的接线方式，但是分段运行将使正常时变压器无法形成相互调配的整合效益降低了功率分配的合理性，同时会增加变压器的有功和无功损耗。将故障限流器装设于母联处后，可使多台变压器并联运行，从而降低系统阻抗，增强变压器的调压能力。
5)分流电抗器处
正常情况下FCL短路了限流电抗器，避免了电压降与电压损失，提高了电能质量。
6)变压器馈线处
在变压器馈线处安装FCL能够保护后续装置，可以减少合闸时的冲击电流。并且在装置上产生的损耗低，因而可以减小这些装置的设计尺寸。
7)地方发电机连接处
此处为连接后续并网的发电厂，如热电站、风力发电站等。在此处加装FCL后可以限制局部电网对短路电流的增长。
8)母线馈线处
如果不在变压器馈线处安装FCL，就要在母线馈线处安装FCL。这意味着将需要更多的FCL，但它能减小正常运行和故障情况下母线上的损耗。
9)关闭环路
在中等电压等级的网络中，由于高短路电流，环路有时是断开的。这些环路可以通过FCL来关闭，它不仅意味着更好的供电安全和电压平衡，而且能降低损失。
3 限流器对电力系统的影响
3.1 限流器对继电保护的影响
故障限流器在系统正常时表现为低阻抗或零阻抗，而故障时由于限流器的作用，增加了系统阻抗的电阻分量或电抗分量，故对继电保护会产生一定的影响。因此，只对距离保护的动作有一定影响，而对差动保护和利用功率方向元件等原理的保护装置的正常运行没有任何影响。安装故障限流器后，其固有的阻抗特性包括电气距离被改变了，这种改变对安装在限流器下游的阻抗继电器的测量阻抗不造成影响，因此不需要对相应的距离保护整定值进行调整，但对于安装在限流器上游的距离保护，其阻抗继电器的测量阻抗将不能正确反映实际的故障距离，限流器的存在缩短了距离保护范围，因此需要对距离保护阻抗继电器动作圆特性进行重新修正整定。参考文献[8]以圆形阻抗继电器为例，提出了重新整定其动作圆特性的新方法，并通过仿真验证了方法的有效性，给出了一种改进的距离保护的参考逻辑框图。
3.2 限流器对电力系统暂态稳定性影响
限流器对电力系统暂态稳定性的影响已有了一些基本的研究，参考文献[9]从FCL对系统功角曲线的影响方面做了一些研究。参考文献[10,11]首先提出FCL的暂态模型，从安装有FCL的系统功率特性以及极限切除角两方面进行了公式推导和理论分析，并做了仿真。结果表明，FCL可以减少系统在暂态时域内的发电机转子的加速面积，从而提高系统的暂态稳定性。FCL可以增大系统的极限切除角，从而为继电保护的正确动作提供了更大的时间裕度。FCL可以减小发电机转子在第一摇摆周期内的振荡幅度;并且FCL不仅可以在一定程度上增大原系统的极限切除角，还可能使系统的极限切除角变为无穷大，从而提高系统暂态稳定性。
3.3 故障限流器对电压跌落的抑制
电压跌落是电能指标中的一项重要组成部分，其大部分电压跌落是由于雷击和输电线路短路故障引起的[12]。短路故障引起的电压跌落，严重影响工业生产中电压敏感电气设备的正常工作，甚至造成巨大的经济损失。对于在电网母线与馈线连接处安装故障限流器以此来限制短路电流和减少电压跌落的研究在参考文献[13,14,15]中已经有所介绍。参考文献[16]通过对2种典型电网结构模型分析，表明限流器在改善短路故障时系统电压水平以及减小电压跌落方面所具有的独特作用。无论对辐射状网络还是环状网络系统，限流器的应用可以有效支撑起故障时的系统电压，而且，随着限流阻抗值的增大，相应的效果也越好。这也显示改善系统故障电压是故障限流器具有的一种本质能力，因此应从减小电压跌落、改善电压质量等方面合理和有效地利用限流器。
4 结语
1)经济型FCL限流方式都是基于常规电力设备的FCL，从中、近期技术上的可能性与经济性等方面考虑，经济型FCL是最有可能实现应用于电力系统的。经济型FCL具备了工程实用化的要求，但对FCL拓扑的优化设计、在线监控系统的开发还需进一步的研究。
2)本文分析了限流器在电力系统中不同的安装位置所起的作用和效果，可以看出限流器对短路电流有良好的限流效果，可以提高供电的可靠性与灵活性，有着广阔的应用前景。
故障限流器 篇6
随着传统能源的日益消耗,以及传统能源带来的环境污染问题越来越严重,可再生能源推广和发展日益受到各国的重视,相应的各国制定了新能源的发展规划。而分布式发电(DG)作为一种获得可持续、清洁的电力电源形式逐渐成为现代电力系统研究中的热点之一。
DG的引入对传统的供电方式是有利补充,用户对大型发电方式的依赖程度降低,提高了电力系统的稳定性和灵活性。但同时对电力系统的运行安全和可靠性产生一系列的问题。配电网的供电质量问题严重影响供电用户的经济利益及安全问题,为此而改造原有配电网在技术、资金等上存在较大难度。国内外在研究DG技术中,集中在研究对电力系统的影响上,包括对电网的运行、稳定性、潮流分布、同步、供电可靠性、供电质量、继电保护[1,2,3,4,5,6,7,8]等方面。
现代电力系统随着经济的发展其规模扩大,最大短路电流已经超过断路器的开断容量极限。由此作为新的限制短路电流措施的故障限流器(FCL)成为近年发展研究的热点[9,10],限流器不光可以快速的限制短路电流,而且在对电力系统过电压[11]、继电保护等问题上有很大的影响。在接入DG的配电系统中考虑FCL的限制电流及对系统电压的作用,可以有效减少分布式发电对配电网提供的电路电流及电压的影响,保证对供电用户的安全和可靠性。
本文在建立的配电网模型上对分布式发电引入故障限流器对过电压的影响进行仿真研究,着重对电力系统中最主要的单相短路故障引起的过电压问题进行分析,从DG接入配电网位置不同、容量变化、短路位置的变化三方面做了计算和分析。
1 FCL的暂态模型
对故障限流器的要求是在系统正常运行和系统发生故障而FCL未动作前,FCL的等效电感为零,可认为对系统无影响;系统故障发生后很短时间FCL动作,投入限流电抗进行限流。系统正常运行和系统发生故障而FCL没有动作之前,开关一直处于闭合状态,系统电流通过短路开关;故障发生后开关断开,限流电感投入系统进行限流[12]。
2 计算用配电网接线图及参数选取
采用如图1所示的典型配电网接线图来分析分布式发电采用故障限流器对电压跌落的影响。在图1中P点为限流器典型安装位置,为电源线出口处。
图2是采用ATP-EMTP仿真软件建立的仿真模型图。其中U为系统等效电压源;RS=0.3Ω;LS=1 m H,;架空线路参数为:每千米R=0.27Ω,每千米X=0.347Ω;线缆电路参数为:每千米R=0.259Ω,每千米X=0.093Ω;AB、BC、AF分别为3、3、5 km的架空线路,则其参数分别为0.81+j1.041、0.81+j1.041、1.35+j1.735;CD、DE分别为9、15 km的电缆线路,其参数分别为2.331+j0.837、3.885+j1.395。限流器限流电抗X=15Ω。CB1、CB2、CB3、CB4、CB5为断路器;负荷2为电阻性负荷50Ω,负荷1为阻感负荷为10+j12;DG接入位置为母线B、C、D、E处。
3 DG中采用FCL对过电压的仿真分析
3.1 仿真方案
分布式发电电源接入电网的主要形式[13]有:同步电机直接并网和采用逆变器通过升压变压器并网。在本仿真算例中采用同步电机直接并网方式接入电网,故障限流器在单相故障发生0.05 s后动作。根据以上的仿真参数将分别对以下3种方案条件下配电网发生单相接地过电压进行仿真研究:
(1)方案1:DG注入配电网容量变化(分别注入电网容量的10%、80%、100%),接入位置在母线C处,故障发生在负荷1处。(2)方案2:DG接入电网位置变化,注入电网容量为负荷的80%,故障发生在负荷1处。(3)方案3:单相接地故障分别发生在线路1、线路2处,DG注入电网容量为100%,接入位置在母线C处。通过图2中所示的开关可以进行以上3种方案的仿真。
3.2 仿真结果
表1是故障发生在负荷1时,通过方案1仿真得到的发电机母线处过电压幅值,相应的图3是DG在母线C处注入容量为80%时过电压波形,它包括了无FCL和有FCL时的过电压波形图。
同样表2、表3与图4、图5分别是:通过方案2、方案3仿真得到的发电机母线处过电压幅值和对应的仿真过电压波形图。
3.3 结果分析
通过以上仿真结果可以看到,在3种方案下配电网单相接地故障产生的过电压影响极其严重,影响过电压幅值大小的原因是多方面的。仿真结果可以看出影响过电压因素包括以下几个方面:
(1)故障发生地点与被检测点的电气距离。其他条件不变的情况下,故障发生地点与过电压检测点之间的电气距离越大,过电压幅值越大,这一点分析表2可以明显的看出。(2)在不改变DG接入位置情况下,检测点过电压的幅值随着DG的注入容量增加而上升。(3)随着发生故障地点的不同,检测点过电压幅值也不同,阻感性负荷产生的过电压比纯阻性负荷要高。(4)FCL具有优良的限制过电压作用。在3种方案的变化中,故障限流器所起到的限制过压作用非常明显,对靠近FCL保护的母线其限压作用良好。
4 结语
本文主要探讨了DG中采用FCL对单相接地过电压的影响,利用ATP-EMPT仿真软件,对在不同方案中引起的过电压进行了仿真和分析得出了以上结论。因此在配电网中DG的运行应采取适当的措施有效避免上述问题。
本文对DG中引起的过电压进行了一定分析,但在设计和安装DG时应考虑以下几个因素:
故障限流器 篇7
随着电力系统负荷需求的不断增加, 其供应容量也必须随之加大, 为使在系统容量急剧扩增的情况下依旧保证电力系统安全、经济、稳定运行, 限制短路电流在各级断路器的开断能力范围之内, 是其中一个十分关键的课题。通常, 设备性能、系统运行方式和电力网结构是三种主要限制短路电流的措施。其中, 从电网系统运行方式考虑, 由于传统限流方式如投入高阻抗变压器、大容量断路器成本昂贵, 因此在设备端安装具有损耗低、可以灵活控制以及快速限制故障电流的故障限流器 (FCL) 逐渐成为比较理想经济的选择[1,2,3,4]。
由于电力电子技术的快速进步, 大功率电力电子装置限流器也得到快速发展, 其中可关断晶闸管 (GTO) 固态开关限流器就是典型代表, 因电力电子装置具有极快的响应速度, 将电力电子器件应用到故障限流器之中, 能够使得故障限流器的性能得到提高[5,6]。然而这种限流器也存在通态损耗严重、耐压水平低的缺点。近年来, 一种利用涡流原理制作的新型操动机构即电磁斥力机构的研究正悄然兴起, 因其具有在极短时间内驱动负载完成快速动作的特性, 在快速及超快速开关的研究方面引起了人们极大的关注。电磁斥力机构作为一种新型的开关操动机构[7,8], 具有结构简单、分合闸速度快、通态损耗比大功率的电力电子器件小的优点, 但是, 也具有带电弧操作、可控性差的缺点, 因此固态限流开关和快速斥力开关的配合应用, 将会极大地提高FCL的工作性能[9,10]。氧化锌 (ZnO) 避雷器是发电厂、变电所及输电线路用来保护电力系统中电气设备免受电器损坏的电气产品。在设计中, 将ZnO避雷器与固态开关和电磁斥力开关配合使用, 充分利用氧化锌避雷器吸收雷电过电压、操作过电压等的冲击能量的作用来限制短路电流。
文中首先分析了FCL的拓扑结构和工作原理, 接着重点分析了FCL的核心装置——电磁斥力机构。阐述了电磁斥力机构的工作原理, 并在Ansoft软件中建立了电磁斥力机构和永磁机构动力学特性分析的二维有限元模型, 并对分、合过程中的瞬时状态进行了仿真分析。最后分别对固态开关和ZnO避雷器在此类故障限流器中的作用以及应用条件和应用中的注意事项进行了论述。
1 FCL工作原理与仿真分析
1.1 FCL工作原理与仿真模型搭建
FCL的拓扑结构如图1所示。在系统正常工作时, 固态开关GTO处于关断状态不工作, 快速开关闭合, 负荷电流从快速开关支路通过, 由于1/ (jωC1) >>jωL2, 那么C1就会在电路中起到串联补偿作用, 另一方面, 由于负荷电流通过快速开关, 其导通阻抗很小, 所以不会产生显著的通态损耗;而一旦发生事故, 快速开关迅速关断, 固态开关GTO导通 ( 旁路电感L1接入电路并与L2串联产生很大感抗) , 可以有效限制快速开关动作产生的电弧, 同时短路电流将换流到固态开关支路, 之后, 给固态开关触发信号, 控制其分断, 电流又快速转移到并联的ZnO避雷器能量吸收支路, 达到快速限制短路电流的目的, 同时能够起到抑制系统过电压的作用。
在电力系统仿真软件PSCAD中对故障限流器进行了仿真分析, 在仿真分析中, FCL安装在理想交流电源侧, 假设在负载处0.3s时发生短路故障, 在一个周波内, 快速斥力机构和固态开关动作, 短路电流从快速开关支路迅速转移到固态开关支路, 限制短路电流。
1.2 仿真结果分析
当负载近端发生单相接地故障时, FCL投入前后短路电流受到限制的仿真波形如图2 所示。
由图2 可知, FCL投入后, 短路电流有很大程度的下降, 其中单相故障短路电流峰值由17.52kA下降到12.24kA, 因此, 限流之后电流峰值抑制为原先的69.9%, 效果相当显著。由此可得出, 在不降低系统暂态水平、电压稳定水平, 不改变潮流分布的同时, 此次设计的故障限流器能较有效地降低系统的短路电流。
2 电磁斥力机构的结构和工作原理
文中所设计的斥力机构真空开关由非对称结构永磁操动机构、双向斥力机构以及真空灭弧室组成, 电磁斥力机构的结构原理图如图3 所示。
电磁斥力机构工作原理为:通过预充电的电容器组向分闸或合闸线圈放电, 以产生一个持续时间为几个毫秒的脉冲电流, 该电流在斥力线圈周围产生脉冲磁场, 位于斥力线圈正上方的斥力金属盘由于脉冲磁场的作用形成感应涡流, 且方向与斥力线圈中的电流方向相反, 因而感应涡流所产生的磁场与线圈产生的磁场方向相反, 从而在斥力线圈与斥力金属盘间产生巨大的电磁斥力, 以带动真空灭弧室触头运动, 实现开关的快速分断或关合。由于正常工作时, 动触头与静触头之间会因流有电流而产生电磁斥力, 因此在闭合状态下, 开关触头之间需要保持一定的压力, 另外开关在分断之后, 动触头与静触头之间也需要保持一定的开距, 为此在操动机构中使用了具有非对称结构的双稳态永磁操动机构, 由永磁力提供的静态保持力可使动、静触头稳定地保持在分、合闸状态。
3 电磁斥力机构有限元仿真分析
3.1 电磁斥力机构有限元模型
为了研究电磁斥力机构的动态特性, 文中采用Ansoft软件对电磁斥力机构进行分析计算。由于电磁斥力机构为轴对称结构, 可以采用轴对称二维等效模型, 图4 所示为在Ansoft软件所建立的电磁斥力机构的二维轴对称模型。
3.2 电磁斥力机构有限元分析
图5 和图6 分别是电容向合闸线圈、分闸线圈以及涡流线圈通电后的电磁曲线图。
通过Ansoft软件计算, 在合闸过程中, 带动真空管运动的连杆所受的电磁力为5.12kN ;而在分闸过程中电磁力为3.66kN。从图中可知, 涡流线圈通电后, 使线圈瞬间产生变化磁场, 铝盘感应产生的涡流形成反向磁场, 致使产生推斥力, 带动连杆运动, 从而带动真空灭弧室触头运动, 从而完成分、合闸动作。
3.3 电磁斥力机构动态分析
图7 以及图8 中的曲线反映出了电磁斥力机构分合闸过程中位移参数的变化规律 ( 仿真中, 电容电压为300V) 。
从仿真结果可以看出, 该斥力机构的行程总共有22mm, 其中有4mm的超程。电容向涡流线圈放电之后, 经过激磁过程后, 真空断路器触头在t1时刻开始动作, 并能够在13ms内完成合闸动作, 在12ms内完成分闸动作, 运动过程中的平均速度达到2.2m/s, 证明了此次设计的产品在速度方面的优越性。因此, 该电磁斥力机构的速度特性和动作时间能够满足实际产品的技术指标。
4 GTO固态开关应用
GTO是集电力晶闸管和电力二极管2 种元件优点于一体的可以自导通、关断器件。GTO器件的变流装置与普通晶闸管的相比, 具有体积小、质量小、电路结构简单、性能指标高等优点, 因而得到了广泛的应用。
但是, 作为大功率电力电子器件, 其也有不可避免的缺点:
(1) GTO晶闸管的门极驱动电路是应用大功率GTO的关键技术, 如果设计不当, 将会造成GTO晶闸管的损坏, 如驱动不当, 使大容量GTO晶闸管内部数个并联的小GTO晶闸管先导通, 然后等离子体在整个芯片内向边沿扩展, 最先产生较高的电流上升率将使得最先导通的区域过载而导致器件损坏;与此同时, 如果门极驱动电路过于复杂, 那么也将成为GTO在电力系统大面积应用的技术瓶颈。
(2) GTO在导通过程中, 其通态损耗严重, 目前大功率GTO的导通压降达到3.2V, 一旦应用在故障限流器中必将产生很大的导通损耗。而且GTO的过载能力也不足, 不能长时间流过大容量故障电流。
综上所述, 将一组反并联的GTO、快速斥力开关和ZnO避雷器配合应用是很有必要的, 因为快速斥力机构导通压降只有十几毫伏, 大大降低了故障限流器产生的损耗, 同时ZnO避雷器避免大功率GTO长时间通过短路电流。
5 ZnO避雷器
氧化锌避雷器是当代最先进、最可靠的防雷电器, 其结构为将若干片ZnO阀片压紧密封在避雷器瓷套内。ZnO阀片具有非常优异的非线性特性, 在较高电压下电阻极小, 可以泄放大量雷电流, 残压很低, 在电网运行电压下电阻很大, 泄漏电流很小, 可视为无工频续流, 这就是可以做成无间隙氧化锌避雷器的原因, 它对陡波和雷电幅值同样有限压作用, 防雷保护功能完全是其突出优点[11]。
ZnO避雷器在故障限流器中的作用主要表现在快速斥力开关和固态开关开断之后, 故障电流转而流向ZnO避雷器支路, ZnO避雷器由于其电阻的非线性特性, 即通过大容量故障电流后, ZnO避雷器的电阻将迅速变小接近至零, 那么就会使并联的电容器组短路, 因此将短路故障电流强迫流过电抗器, 进而起到限制短路电流的作用。
6 结语
电磁斥力机构可用于综合式故障限流器和综合式固态断路器中, 并能在解决敏感性负荷的电压质量问题上发挥重要作用[12,13]。文中首先针对电磁斥力机构的工作原理, 建立了电磁斥力机构的有限元模型, 通过仿真研究电磁斥力机构的动态性能, 结果表明, 符合故障限流器所需条件, 从而能快速限制短路电流。接着, 讨论分析了固态开关和ZnO避雷器在此类故障限流器中的作用以及应用条件。在未来几年里, 随着电力工业和现代化工业的发展, 故障限流装置的研制必然对于整个电力行业发挥重要的作用, 因此, 此类新型故障限流器在电力系统中具有广阔的应用前景和研究价值。
摘要：针对系统发生短路故障时迅速产生的短路电流, 设计了一种由新型电磁斥力机构、固态开关和ZnO避雷器组成的新型故障限流器。在Ansoft软件中搭建了电磁斥力机构和永磁机构在瞬态场下的仿真模型, 对分、合闸过程中的磁场、位移以及速度随时间的变化情况进行了仿真分析, 并分别对固态开关和ZnO避雷器在故障限流器中的作用以及应用条件进行了阐述, 证明了此类新型故障限流器能够在系统中起到很好地限制短路电流的作用。
故障限流器 篇8
为了满足风能、太阳能等波动性可再生能源大规模并网的需求,基于电压源型换流器的多端直流输电系统(VSC-MTDC)的研究引起国际上越来越多的关注和重视,一批基于VSC-MTDC的多端柔性直流输电示范工程已经建成投运,直流电网的研究也方兴未艾。
然而,VSC-MTDC线路上一旦发生短路故障,相当于换流器直流侧的电容直接放电,其短路电流会快速上升,最大值可达数十千安。过快的电流上升率将带来热量集中、电弧火花、电磁应力等问题,同时因为换流器中有反并联的二极管会形成不控整流桥,所以单纯通过控制换流器是无法切断故障电流的,短路电流甚至会损坏换流站[1,2]。发展快速大容量的高压直流断路器是解决这个问题的有效方法,然而,对于直流断路器而言,现有IGBT/IGCT等电力电子器件的过载能力并不十分理想,而且只能承受有限的电流和电压变化率。若要求采用电力电子器件开断故障电流,则直流断路器在故障电流上升到一定值之前必须完成开断,这对直流断路器的快速开断提出了很高的要求;同时,高压大容量的快速机械开关也面临灭弧困难的问题。因此,即便采用快速机械开关和电力电子开关相结合的方式,目前所能达到的快速开断能力也是有限的。
如果能够在VSC-MTDC线路中串入短路故障限流器(FCL),采用限流器抑制故障电流的大小和上升速度,就可有效降低直流电网故障对断路器开断容量的要求。目前关于直流故障限流器的研究主要有电阻型[3,4,5]、电感型[6,7]、阻抗型[8]。文献[9]针对电感型限流器开展研究,针对潮流反转时,电感会对潮流控制的灵活性产生不利影响的问题,提出利用超导电阻型限流器的设想。但是该文献中利用超导电阻限流存在严重的不足,首先,文中针对200k V电压等级的断路器需要的失超电阻高达25Ω,如此大的阻值需要的超导带材用量无论从体积和造价都很大;其次,作者研究了带材失超后,限流器承受的电压高达212.5k V,较高的电压等级意味着体积的进一步增加;另外,从故障发生到发送开断信号用于故障检测的延迟时间高达20ms,在这段时间内,通过超导电阻限流时,电阻长时间通过较大的故障电流,给带材的能量耗散及带材的失超恢复带来困难。文献[10]针对直流机械断路器与超导限流器的配合问题进行了研究,故障后通过与断路器串联的超导带材的限流,使得断路器的开断电流减小,降低了短路故障对直流系统的影响。文献[11]针对限流式混合直流断路器的限流开断特性进行研究,限流电路由电感和能量释放回路构成,通过限制短路电流上升率降低对机械开关速动性的要求。
为了使断路器达到最佳的开断效果,需要研究直流混合型断路器与限流器的限流开断配合问题,并分析限流类型及参数对断路器开断过程的影响。本文就这一问题展开了初步的研究。
2 直流混合型断路器的开断原理及其发展现状
混合型直流断路器的基本拓扑结构如图1所示。它将机械开关与电力电子器件结合。正常情况下由机械开关导通电流,通态损耗较小;故障情况下,首先导通固态开关,然后分断机械开关,利用机械开关分断时产生的电弧电压为固态开关(已施加触发脉冲)建立阳极正向电压,使其顺利导通;固态开关导通后,由于开关触点间电弧电阻大于固态开关导通电阻,使得电流能够自然地从机械开关换流至固态开关,从而保证机械开关在低压小电流下顺利分断;机械开关分断后立即关断固态开关,从而切断电流通路。
混合式直流断路器用快速机械开关来导通正常运行电流,用固态电力电子器件来分断短路电流,结合了机械开关良好的静态特性与电力电子器件快速关断的动态性能,具有通态损耗小、开断时间短、寿命长等优点,是目前高压直流断路器研发的新方向,具有广阔的应用前景[10,11]。
2012年ABB公司研制出基于IGBT的320k V/2k A等级的混合型直流断路器[12],拓扑结构如图2所示,主要包括旁路开关支路(快速机械隔离开关+辅助直流开关)和主直流开关支路(半导体断路器+避雷器组)。
2014年阿尔斯通公司(ALSTOM)研制出120k V/2k A等级的混合式高压直流断路器,结构原理图如图3所示。该混合式高压直流断路器也采用机械开关与半导体固态开关相结合的混合型结构[13],但其转移支路由多个模块级联构成,模块中采用晶闸管而不是IGBT,并且每个模块中的避雷器动作电压逐渐递增。
2015年国网智能电网研究院(SGRI)研发了200k V等级的混合型断路器[12],结构如图4所示。主要包括主开关支路(快速机械隔离开关+H桥)、电流转移开关支路(H桥半导体断路器)和吸收支路(避雷器组)。
上述三种混合式高压直流断路器的性能参数比较如表1所示。由此可见,目前主要的直流断路器的电压在120~320k V左右,而电流开断能力最大达到15k A,难以满足实际运行的VSC-MTDC系统的要求,通过FCL的串入,可以有效提升直流断路器的开断能力。
3 直流混合型断路器的建模分析
考虑到目前智能电网研究院和ALSTOM公司尚未公布其直流混合型断路器的详细设计参数,本文以ABB公司的320k V/2k A混合型直流断路器为对象(如图2所示),利用PSCAD/EMTDC软件进行建模分析。图5为断路器仿真模型及其开断过程电流转移波形图,ICB、Iline、IR、IIGBT分别为机械开关、线路、避雷器、IGBT的电流。
当直流线路正常运行时,主直流开关处于断开状态,快速隔离开关和辅助直流开关导通并流过直流电流。当在1s时刻发生短路故障时,经过500μs延迟用于故障检测和逻辑判断,首先导通主直流开关,关断辅助直流开关,系统开始换流,线路上的电流转移到主直流开关上,此时辅助直流开关承受主直流开关的导通电压,一般小于1k V,属于其耐受范围内。当流过快速隔离开关的电流为零时,快速隔离开关迅速打开以保护辅助直流开关避免遭受过电压。在1.0025s快速隔离开关成功断开后,主直流开关断开,用于限制故障电流上升率的限流电感LB中的能量通过与主直流开关并联的Zn O避雷器吸收,短路电流下降。当故障电流下降到零时,在1.005s打开剩余电流直流开关将故障线路隔离,防止避雷器热过载。
图6为开断过程中IGBT单元和快速隔离开关的电压波形及Zn O避雷器消耗能量。由于IGBT关断速度极快,可在μs级内完成关断动作,在1.0025s主直流开关关断瞬间,线路电感中储存的能量将在IGBT器件和机械开关两端产生较大的过电压,该过电压有可能导致绝缘薄弱的地方产生火花甚至导致IGBT模块损坏。
图6(b)为主直流开关关断后,Zn O避雷器导通耗能。为了体现开断过程能量消耗情况,在剩余电流直流开关打开后,没有考虑散热条件,因此使得能量维持不变,实际上在散热条件下曲线应该下降。尽管电力电子型断路器最大的缺点是通态损耗大,但该混合型断路器由于主直流开关只有在发生直流侧故障时导通,因此其不需要散热系统。辅助开关导通电压是一个IGBT和反并联二极管的导通电压之和,约为3~5V,当直流线路正常运行时流过的电流为2k A,其导通损耗为10k W,只需要小型的散热装置。相比于由多个IGBT串联构成的固态型断路器,其开关通态损耗要小得多,例如电压等级为4.5k V的单个IGBT,导通压降可以达到3.3V左右。若装设于320k V的直流输电线路,线路中串联的IGBT开关至少需要72个(考虑过电压时,数量还要更多),那么单台IGBT开关的导通压降约为238V,在通过数千安的正常电流时开关的通态损耗要大得多。
4 加装故障限流器的开断过程仿真分析
基于ABB直流混合型断路器的研究,在限流器和快速断路器接入电网的前提下开展故障限流开断研究。故障电路原理如图7所示。在直流线路发生故障后,通过限流器抑制故障电流的上升速度和幅值,从而降低对断路器开断容量的要求。
VSC-MTDC直流网络直流侧短路故障情况包括:(1)正、负极性直流母线的线间短路;(2)正极性直流母线对地短路;(3)负极性直流母线对地短路。两极短路故障发生的概率虽然比单极接地故障低,但其后果更加严重,本文以两极故障为例。另外,在限流器和断路器的接入方式上,往往是正极线路和负极线路都要接,研究时,认为它们的参数和操作是完全一致的,以一个极性安装为例进行故障分析研究。
图7中,CB为直流断路器,FCL为故障限流器,可以是电阻、电感或阻抗型(电阻+电感),且其参数值可以合理选择。在此模型的基础上,本文主要开展混合型断路器与限流器的配合问题研究,在短路故障发生后,通过投入不同类型及不同限流参数的限流器来限制短路电流,使得断路器更容易开断。研究的重点在于以断路器的最大开断电流、开断瞬间IGBT和快速隔离开关承受瞬态过电压的峰值为研究对象,探索限流器对开断过程的影响。
混合式直流断路器的开断时间主要取决于内部的快速隔离开关,实现混合式直流断路器在2ms时间内开断电流的关键是设计制造出能在2ms内开断的快速隔离开关。因此除了快速分断操作机构外,还需要保证快速隔离开关的耐压等级足够高,因为在主断路器支路关断瞬间快速隔离开关会遭受瞬态过电压,所以开断过程的过电压是能否实现断路器成功开断的重要因素。
假设短路故障发生在1s时刻,通过投入限流器进行故障电流限流,实现快速断路器的故障电流切除。下面分别针对不同类型限流器的限流作用,开展断路器的开断特性研究。在PSCAD/EMTDC下搭建仿真系统[14],如图8所示。模拟正常运行与故障发生后电容放电阶段的限流开断过程,正常运行时直流电源提供正常运行电流同时为电容充电;BRK2闭合,短路故障发生后刀闸BRK1、BRK3打开,形成了电容经故障线路的放电回路。图8中CB即为混合直流断路器及其触发控制电路和波形显示电路的封装结构,仿真模型参数如表2所示。
4.1 电阻型限流器
图9为电阻型限流器限流时的开断波形。由图9(a)可知,短路故障发生后,在换流之前的时间段内通过机械开关的电流迅速上升,在固定的故障检测触发时间内,限流电阻越大,通过机械开关的电流峰值越小。之后在1.0005s换流后,通过主直流开关的IGBT故障电流继续上升(见图9(b)),但是从图9(b)中可以看出,针对开断9k A的故障电流,需要的电阻值高达35Ω,若用超导带材实现限流,那么带材的需用量和造价以及限流器体积会很大。图9(c)中随着限流电阻值的增加,IGBT单元两端的峰值电压变化很小,这是由于当主直流开关关断后电流换流至Zn O避雷器耗能,虽然限流电阻不同,所分担的电压不同,造成IGBT两端电压不同,但限流阻值和Zn O避雷器相比变化幅度不大,因此阻值的变化造成电压差异较小,但在开断后IGBT端电压达到相同值。
由图9(b)可知,故障发生后,从换流过程开始到主断路器支路断开期间,电容的能量逐渐被电阻消耗,电流上升较平缓,但在换流之前的故障初始阶段内电流已上升到较大值(见图9(a)),使得IGBT在这段时间内长时间承受较大的故障电流,这对IGBT器件的电流耐受能力带来挑战,造成关断损耗较大,较大的损耗还增加了对散热系统的投资。
以上分析说明在电力电子型断路器开断过程中,电感的作用尤为重要。故障发生后,故障电流迅速上升,如果电感值太小,可能超过器件的最大承受di/dt能力。因此下文以感抗型限流器和阻抗型限流器为对象进行研究。
4.2 电感型限流器
故障后串入线路的电感虽然会因储存的能量造成开关关断困难,但电感会限制故障初始阶段电流的上升速率,使得电流在短时间内幅值有所降低,有利于开断。而且对混合式直流断路器的设计要求与电感值的大小有重要关系,当VSC-MTDC发生直流侧故障,直流侧相当于一个恒压源,电压值等于线路的输电电压。此时若忽略线路电阻,则故障电流呈线性上升,电流上升的速度主要取决于直流侧电感值的大小。下面通过改变限流电感值进行开断特性分析。
图10为电感型限流器时的限流开断过程电流。由图10(a)中机械开关电流ICB可以看出,在固定的故障检测触发时间内,故障电流上升到4k A,相比于图9(a)中电阻限流时换流之前机械开关的电流就已经到达7k A,说明利用电感限流时故障电流上升率要明显小于电阻限流时,电流变化率过大不仅可能使得器件承受的电流变化率超过其允许范围而损坏,而且会造成主直流支路关断瞬间在断路器两端产生较大过电压。同时机械开关支路故障电流大造成一方面需要更多的IGBT并联流通大的电流,另一方面增加机械开关电流过零时间。同样,在换流过程中,不同于图9(b)中电阻限流的情况下IGBT较长时间通过较大电流,故障电流逐渐上升至最大值,电流上升的速率随着电感值的增加而减小。按照断路器2ms的固定开断时间,若电感值很大,则电流上升速度慢,可降低其开断过程机械开关流过故障电流的幅值,对断路器开断能力的要求可以适当降低,这样其成本也可以降下来;然而电感值越大,电抗器本身的体积和成本会上升,还会影响VSC-MTDC潮流控制的灵活性。反之,若电感值很小,则电流上升速度很快,对断路器开断电流的能力要求很高,开断过大故障电流的快速直流断路器不仅难以制造,其成本也会过高。因此,需要选取适当的电感值,既可以抑制电流的上升速度,保证VSC-MTDC的直流侧电压不严重跌落的情况下迅速可靠地开断直流侧故障电流,又能兼顾经济性等因素[15]。因此,下面开展故障限流过程中感抗型限流器参数的分析计算。
4.3 电感限流条件下,断路器断开故障电网的分析及限流电感参数计算
图11为故障线路简化等效电路图。其中Udc为故障初始电容放电阶段等效电源,Ldc和Rdc分别为线路电阻和电感,LB为限流电感,Rl为负载,开关S模拟短路故障,线路参数根据文献[16,17,18,19]中已有参数分别取0.07Ω/km、0.05m H/km,线路长取10km。故障发生瞬间,电感限流器进行限流,根据电感电流在故障前后瞬间不会突变,由稳态运行可得:
则故障后线路电流为:
由此可得故障电流变化率为:
可求得故障电流最大上升率为:
根据文献[14,20]中故障电流最大上升速率一般为3.5~10k A/ms,按照3.5k A/ms分析计算,由式(1)~(4)可求得电感值为91.9m H。
表3为改变限流电感的大小,研究开断的最大故障电流及关断瞬间IGBT单元和机械开关承受过电压的情况。随着限流电感值的增加,流过断路器的最大故障电流明显减小。尽管UIGBT和UCB也随着电感的增加而有所减小,但相比于利用纯电阻限流时(UIGBT为91.2k V),其过电压峰值明显要高很多,这是电感限流器用于故障限流的缺陷。
4.4 阻抗型限流器
当所匹配的限流器类型为电阻和电抗时,故障发生后既可以限制故障电流的幅值,又可以抑制故障电流上升速率。根据4.1.3节电感参数的分析计算,该部分取定电感值L为91.9m H,通过附加小的限流电阻研究阻抗型限流器对断路器开断过程的影响。
图12为阻抗限流时的限流开断波形。其说明限流电感值固定在91.9m H时,无论从电流还是能量角度考虑,附加的电阻对断路器的开断更有利。表4为电流和电压的变化情况。
由表4可知,随着电阻的增加,开断的最大故障电流减小。虽然电压变化很小,但与纯电感限流器时相比有所减小。综上可知,当故障限流器为电感型时,额外附加的限流小电阻的增加,将有利于断路器的顺利开断。如果降低限流电感,增加电阻(超导限流器),在故障电流的上升率和稳态值满足直流开断要求条件下,超导限流器在直流稳态运行时无损耗和压降,潮流控制的灵活性也会提升。
5 结论
根据不同的限流类型和参数值,得出直流混合型断路器与限流器的匹配原则:
(1)若利用电阻型限流器进行限流,首先,需要的限流电阻较大,所需的超导带材多、造价高、体积大;其次,限流过程中通过IGBT器件的故障电流大,较长时间通过大电流,不仅对器件的电流耐受而且对超导带材的能量耗散和失超恢复带来挑战。
(2)若利用感抗型限流器进行限流,故障后抑制故障电流上升速率,对IGBT器件本身的实用特性更有利。但是电感限流的缺陷是过电压问题,给断路器的绝缘设计带来困难。
(3)在电力电子型断路器的实用中,器件本身的电流变化率、浪涌电流峰值等参数是关键限制因素,因此,阻抗型限流器更适合于混合式断路器,附加的限流电阻不仅能减少故障电流值,而且可以降低暂态过电压。