混合型限流断路器在高短路电流上升率时换流试验分析

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潜供电流综述

为简化计算，本文作出以下三点假设：(1)忽略非故障相对地电容；(2)忽略故障相的沿线电阻；(3)略去全部对地有功泄露[10]。
根据以上条件，可写出下列表达故障相电压U和电流I的分布情况的传输线方程式：
图6潜供电流基本参数图
Fig.6Basic parameters of secondary arc current
(4)另外，潜供电弧参数是其电容和互感分量两者的矢量和,电容分量的大小取决于线路的相间电容以及两相运行时非故障相的实际运行电压,而互感分量的大小则取决于线路的相间互感以及两相运行时非故障相的实际电流。潜供电弧参数不仅取决于线路本身的固有参数和故障点的位置,而且与线路的运行参数,即单相重合期间两相运行时非故障相电流电压的分布有关，沿线(非故障相)各点的电压和电流随故障点的位置变化,而且电压和电流在数值上和相角上也都在变化[11]。
关键字:单相接地故障，潜供电流，恢复电压，单相自动重合闸
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自20世纪70~90年代国内外开展特高压输电技术研究以来，输电线路故障一直是人们关注的重要问题之一。据统计，在超(特)高压输电线路中，由于相间距离大，500kV线路故障中90%以上是单相接地故障。随着电压等级的升高，线路间的空间距离也越大，因此，对于特高压输电线路来说多相故障的发生率减小，而单相故障的发生率增加[1-2]。另外，特高压输电线路的杆塔较高压来说增高很多，线路上工作电压幅值很大，易由线路上产生向上先导，这些因素会使避雷线屏蔽性能变差，引发瞬时性故障。因此，对于特高压输电线路来说，单相瞬时性故障发生的几率相对来说更大。由于单相接地故障中，大部分为瞬时性故障，因此多采用单相自动重合闸来消除故障。使用单相自动重合闸的目的是为了在瞬时性故障消除后使线路重新投入运行，从而尽快恢复系统的正常运行状态[3]。

高压断路器燃弧时间测量方法研究

高压断路器燃弧时间测量方法研究摘要：高压断路器是电力系统中起保护和控制作用的关键电气设备，其运行状况直接决定着电力系统的运行安全和经济效益。

本文主要对高压断路器燃弧时间测量方法进行研究，详情如下。

关键词：高压断路器；燃弧时间；测量方法引言高压断路器是电力系统中的关键设备之一，在电力系统中具有控制和保护的作用，一旦发生故障，将造成重大经济损失。

随着智能电网的建设，对高压断路器的可靠性提出了更高的要求。

1断路器的燃弧时间在高压断路器开断试验中，有三个时间参量非常重要，分别是开断时间、分闸时间和燃弧时间。

开断时间包括分闸时间和燃弧时间两部分，是指断路器接到分闸指令瞬间起到燃弧时间终了时刻的时间间隔；分闸时间是指断路器接到分闸指令瞬间起到所有相中弧触头分离瞬间的时间间隔；燃弧时间是指从第一极电弧起始时刻到所有极电弧熄灭时刻的时间间隔。

在高压断路器开断试验中可以通过数据采集系统直观显示出电弧的熄灭时刻即电流零点处，但是无法精确标记或寻找到电弧起始时刻，因此燃弧时间准确测量的关键在于确定断路器的燃弧起始时刻即触头分离时刻。

2燃弧时间测量方法对高压断路器电弧电压波形的测量，可以观察到起弧点和熄弧点的位置，从而准确地计算出燃弧时间。

该方法的原理是利用在断路器开断时，断路器两端电压发生显著畸变的特征，使用高精度，高带宽的分压器为电弧电压传感器，配合带有消除内部导电回路压降算法的数据采集装置得到精确的电弧电压波形，从而确定准确的起弧点，再结合熄弧点最终得到相应的燃弧时间。

断路器在开断线路故障电流的过程中，电弧电压波形包含有整个电弧在形成及发展的详细信息。

在动、静触头刚分后电弧形成的初始阶段，伴随有液态金属桥的形成和发展，电弧电压波形相对呈平滑上升的趋势，当液态金属桥爆炸断裂后，触头间隙等离子体及金属蒸气压力的剧增导致电弧电压呈急剧上升趋势，此时电弧电压依然平滑，但当触头开距或电弧电流增大至一定值后，真空电弧点状斑点或阳极斑点的出现，将导致电弧电压出现不同程度的噪声分量，此时断路器两端的电压也会有着明显的变化。

高压断路器T100a开断试验最后电流半波参数及TRV参数计算

第28卷㊀第3期2023年6月㊀哈尔滨理工大学学报JOURNAL OF HARBIN UNIVERSITY OF SCIENCE AND TECHNOLOGY㊀Vol.28No.3Jun.2023㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀高压断路器T100a 开断试验最后电流半波参数及TRV 参数计算何宁辉,㊀万㊀华,㊀薛㊀飞,㊀吴㊀慧,㊀张㊀佩,㊀马㊀奎(国网宁夏电力有限公司电力科学研究院,宁夏银川750011)摘㊀要:非对称短路故障开断试验T100a 是高压交流断路器型式试验的重要试验项目,中性点非有效接地系统中的断路器首开极系数为1.5,暂态恢复电压(TRV )具有两参数或四参数特征㊂通过建立T100a 开断试验短路电流和电压表达式,分析与计算了中性点非有效接地系统中首开大半波和延长大半波情况下的三相开断过程,进一步计算了两种情况下首开极和晚开两极的最后电流半波参数及TRV 参数㊂并分别以额定电压40.5kV 和额定电压126kV 断路器进行T100a 开断试验为例计算了最后电流半波参数和TRV 参数,计算结果为断路器的开断试验提供考核依据㊂关键词:中性非有效接地系统;T100a ;电流零点;最后电流半波;TRV DOI :10.15938/j.jhust.2023.03.008中图分类号:TM56文献标志码:A文章编号:1007-2683(2023)03-0067-07Calculation of Last Current Loop Parameters and TRV Parametersin T 100a Breaking Test of High Voltage Circuit-breakersHE Ninghui,㊀WAN Hua,㊀XUE Fei,㊀WU Hui,㊀ZHANG Pei,㊀MA Kui(Ningxia Electrical Power Research Institute of State Grid,Yinchuan 750011,China)Abstract :Asymmetric short-circuit fault breaking test T100a is an important test item of High-voltage AC Circuit-breakers.Innon-effectively earthed neutral system the first pole to clear factor is 1.5and the transient recovery voltage (TRV)has two or fourparameters.By establishing the expression of short-circuit current and voltage in T100a breaking test,the last current loop parameters and TRV parameters are analyzed and calculated in major loop and extended major loop.Finally,the last current loop parameters andTRV parameters are calculated by taking T100a interruption test of rated voltage 40.5kV and rated voltage 126kV Circuit-breakers as examples,which provide an assessment basis for the breaking test of circuit breakers.Keywords :non-effectively earthed neutral system;T100a;current zero crossing;last current loop;TRV㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀收稿日期:2022-01-10基金项目:国家重点研发计划重点专项项目(2017YFE0132100);宁夏自然科学基金(2021AAC03498).作者简介:万㊀华(1980 ),男,高级工程师;薛㊀飞(1992 ),男,硕士,工程师.通信作者:何宁辉(1986 ),男,博士,高级工程师,E-mail:232464433@.0㊀引㊀言非对称短路故障开断是高压交流断路器在系统运行中常见的短路故障开断方式,也是高压交流断路器型式试验重点考核的试验项目[1-6]㊂由于短路故障电流中叠加有直流分量,电流零点的d i /d t 将是零点直流分量函数,且电流零点的直流分量影响着随后的TRV 峰值u c [7-15]㊂国家标准‘GB1984-2014高压交流断路器“附录P 中给出了基于电流零点直流分量来修正首开极的电流零点d i /d t 和TRV 幅值u c [2-3,12,16]㊂国家标准GB1984-2014中规定额定电压126kV以下的高压断路器用于中性点非有效接地系统,在短路开断过程中具有两参数TRV 特征,额定电压126kV 的断路器在中性点有效接地和非有效接地系统中均有应用,且具有四参数TRV 特征㊂标准规定高压断路器的T100a 开断试验需要获得三次有效开断操作且满足非对称判据,所考核的首开大半波和延长大半波最后电流半波参数及TRV 参数要满足标准要求[2-3]㊂T100a 开断试验最后电流半波的参数包括:电流最后半波幅值I peak ㊁最后半波持续时间Δt ㊁电流零点直流分量p 及电流零点d i /d t ㊂标准中表15~表19给出了首开极大半波㊁小半波情况下的最后电流半波参数㊂STL 导则‘GUIDE TO THE INTERPRETATION OF IEC 62271–101:EDITION 3.0“给出了首开大半波和延长大半波情况下各开断极的最后电流半波参数[17]㊂本文通过建立三相非对称短路电流和电压表达式,设定首开大半波和延长大半波所考核相的初始直流分量百分数为100%(满足标准对直流分量的规定),分析与计算了首开大半波和延长大半波的开断过程,及两种情况下首开极和晚开两极的最后电流半波参数及TRV 参数,为中性点非有效接地系统中断路器T100a 开断试验参数计算提供了理论依据和参考㊂1㊀中性点非有效接地系统T100a 试验电流最后半波参数计算1.1㊀首开大半波参数计算1)短路电流㊁电压及三相开断过程假设首开大半波考核A 相(即:A 相为最大非对称度),初始相位为π/2,可以得出满足标准规定的三相短路电流表达式为:i A (t )=I m sin ωt +π2()-I m e -t τi B (t )=I m sin ωt -π6()+0.5I m sine -t τi C (t )=I m sin ωt -5π6()+0.5I m e -t τüþýïïïïïï(1)式中:I m 为短路电流的峰值;ω为系统角频率;τ为系统直流时间常数㊂由电流的表达式,可以得出A㊁B㊁C 三相的电压表达式为u A (t )=U m sin ωt +φ+π2()u B (t )=U m sin ωt +φ-π6()u C (t )=U m sin ωt +φ-5π6()üþýïïïïïï(2)式中:U m 为电源电压的峰值;φ=atan(ωτ)为回路功率因数角㊂国家标准GB1984-2014中图31第一次有效开断操作的A㊁B㊁C 三相电流的波形如图1所示,是式(1)表达式所对应短路电流的图例㊂图1㊀第一次开断操作-首开大半波Fig.1㊀The 1st breaking operation-first poleto clear on an major loop中性点非有效接地系统短路开断过程中零序分量没有通路,A 相过零开断后,C㊁B 两相形成回路,电源电压U CB 将加在C㊁B 两相的回路上[18-19]㊂由图1可见,在t 0时刻A 相(首开大半波)电流过零开断,由式(2)可以得出电源电压U CB 及C㊁B 两相电流交流分量I Cac 的表达式为u CB (t )=U C -U B =3U m sin(ωt +φ+π)i Cac (t )=-i Bac (t )=32I m sin(ωt +π)üþýïïï(3)根据感性回路电流连续性原理,可以得出开断瞬间t +0时刻C 相电流的直流分量为i Cdc (t )|t =t +0=i C (t )|t =t -0-i Cac (t )|t =t +0=0(4)计算结果表明t +0时刻起B㊁C 两相短路电流的直流分量为零,首开极过零开断后C㊁B 相短路电流表达式为i C (t )=-i B (t )=i Cac (t )(5)由图1可见,经过一定的时间间隔后C㊁B 相短路电流在t post 时刻同时过零开断㊂2)电流零点直流分量p 的计算由式(3)中的A 相电流表达式及t 0可以得出首开极A 相电流零点的直流分量标幺值为p A =e -t 0/τ,C 相㊁B 相电流零点的直流分量标幺值p C =p B =0㊂3)电流零点d i /d t 的计算由文[2]标准附录P,可以得出中性点非有效接地系统首开相㊁晚开两相电流零点d i /d t 与电流零点直流分量标幺值p 的关系为d id t(p .u .)=kω1-p 2ʃp ωτ()(6)86哈㊀尔㊀滨㊀理㊀工㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第28卷㊀式中: - 表示小半波下标; + 表示大半波下标;k 为极系数(首开极为1.0,晚开两极为0.866),d i /d t (p .u .)为基于对称故障条件首开相d i /d t 的标幺值㊂由计算得到的A㊁C㊁B 相电流零点直流分量,代入式(6)可以计算得出A㊁C㊁B 相电流零点的d i /d t ㊂4)最后半波持续时间Δt 的计算由上求解得到A㊁C㊁B 三相短路电流的过零时刻为t 0㊁t post ,进一步根据式(3)求解时间域[t 0-0.02,t 0]上A㊁C㊁B 三相电流的前一个过零时刻t Apre ㊁t Cpre ㊁t Bpre ㊂可以得出A 相的半波持续时间为Δt A =t 0-t Apre ,C 相的半波持续时间为Δt C =t post -t Cpre ,B 相的半波持续时间为Δt B =t post -t Bpre ㊂5)最后半波峰值I peak 的计算由图1可见,分别在区间[t Apre ,t 0]㊁[t Cpre ,t post ]上搜索A㊁C 相最后电流半波幅值I Apeak ㊁I Cpeak ㊂由于B 相电流为缩短的半波,因此在t 0时刻达到峰值I Bpeak ㊂1.2㊀延长大半波参数计算1)短路电流㊁电压及三相开断过程依据国家标准GB1984-2014条款号6.102.10.1.2中推荐的试验程序,第二次开断操作在首开大半波的基础短路电流起始时刻提前60ʎ,触头分离时刻提前130ʎ㊂要求的非对称度在B 相,且C 相为首开极,B 相为延长大半波㊂可以得出满足标准规定的三相短路电流表达式为i A (t )=I m sin ωt +π6()-0.5I m e -t τi B (t )=I msin ωt -π2()+I msine-tτi C(t )=I msin ωt +5π6()-0.5I me-tτüþýïïïïïï(7)由电流的表达式,可以得出A㊁B㊁C 三相的电压表达式为u A (t )=U m sin ωt +φ+π6()u B (t )=U m sin ωt +φ-π2()u C (t )=U m sin ωt +φ+5π6()üþýïïïïïï(8)GB1984-2014中图31第二次有效开断操作的A㊁B㊁C 三相电流的波形如图2所示,是式(7)表达式所对应短路电流的图例㊂同理,C 相过零开断后,B㊁A 两相形成回路,电源电压U BA 将加在B㊁A 两相的回路上[18-19]㊂由图2可见,在t 1时刻C 相电流过零开断(B相延长大半图2㊀第二次开断操作-延长大半波Fig.2㊀The 2st breaking operation-last pole to clearon an extended major loop波),由式(8)可以得出电源电压U BA 及B㊁A 两相电流交流分量I Bac 的表达式为:u BA (t )=U B -U A =3U m sin ωt +φ-2π3()i Bac (t )=-i Aac(t )=32I msin ωt -2π3()üþýïïïï(9)根据感性回路电流连续性原理,可以得出开断瞬间t +1时刻B 相电流的直流分量为i Bdc (t )|t =t +1=i B (t )|t =t -1-i Bac (t )|t =t +1(10)进一步,可以得出t 1时刻后B㊁A 相短路电流表达式为i B (t )=-i A (t )=i Bac (t )+[i Bdc (t )|t =t +1]e-t -t 1τ(11)由图2可见,经过一定的时间间隔后B㊁A 相短路电流在t post 时刻同时过零开断㊂2)电流零点直流分量p 的计算由式(7)中C 相电流表达式及t 1可以得出首开极C 相电流零点的直流分量标幺值为p A =0.5e -t 1/τ,由式(11)的电流表达式及t post 可以得出B 相㊁A 相电流零点的直流分量标幺值为p B =p A =12sin ωt 1-π6()+sine -t 1/τ[]e -(t post -t 1)/τ㊂3)电流零点d i /d t 的计算由计算得到的C㊁B㊁A 相电流零点直流分量,代入式(6)可以计算得出C㊁B㊁A 相电流零点的d i /d t ㊂4)最后半波持续时间Δt 的计算由上求解得到C㊁B㊁A 三相短路电流的过零时刻为t 1㊁t post ,进一步根据式(7)求解时间域[t 1-0.02,t 1]上A㊁C㊁B 三相电流的前一个过零时刻t Cpre ㊁t Bpre ㊁t Apre ㊂可以得出C 相的半波持续时间为Δt C =t 1-t Cpre ,B 相的半波持续时间为Δt B =t post -t Bpre ,A 相的半波持续时间为Δt A =t post -t Apre ㊂96第3期何宁辉等:高压断路器T100a 开断试验最后电流半波参数及TRV 参数计算5)最后半波峰值I peak的计算由图2可见,分别在区间[t Cpre,t1]㊁[t Bpre,t post]上搜索C㊁B相最后电流半波幅值I Cpeak㊁I Bpeak㊂由于A相电流为缩短的半波,因此在t1时刻达到峰值I Apeak㊂2㊀中性点非有效接地系统T100a试验TRV 参数计算㊀㊀国家标准GB1984-2014附录P和文[5]给出两参数TRV特征的首开极TRV峰值u c与电流零点直流分量标幺值p的关系式,以及四参数TRV特征的首开极TRV峰值u1㊁u c与电流零点直流分量标幺值p的关系式[2-3]㊂可以得知非对称短路开断的TRV参数是基于对称短路开断的TRV参数进行修正而得到[20]㊂首开极的TRV参数在标准中已给出㊂文[2]标准表6给出了瞬态恢复电压晚开两极TRV参数标准乘数,相比较于首开极晚开两极的TRV参数有所下降㊂具有两参数TRV特征和四参数TRV特征的晚开两极TRV参数的标幺值如表1所示㊂表1㊀非对称短路开断晚开两极TRV参数的标幺值Tab.1㊀Standard values of TRV parameters for last two poles of asymmetrical short-circuit breaking参数两参数四参数u c0.866/1.50.866/1.5u1 0.866/1.5RRRV0.70.7t1 0.825t2 0.825t30.825㊀㊀在中性点非有效接地的四参数TRV特征系统中u1=0.75u c,t1=u1/RRRV,t2=4t1㊂由于u1㊁u c的比例关系恒定,因此具有相同标幺值;同理,t1㊁t2也具有相同标幺值㊂对于两参数TRV特征,由表1由计算得到对称开断情况下晚开两极的TRV参数u c和t3,结合首开大半波和延长大半波情况下计算得到的直流分量p A㊁p B㊁p C,代入附录P中的TRV修正公式可得到非对称短路故障情况下首开大半波和延长大半波情况下各开断极的TRV参考电压u c㊂对于四参数TRV特征,由表1计算得到对称开断情况下晚开两极的TRV参数u1㊁u c和t1㊁t2,结合首开大半波和延长大半波情况下计算得到的直流分量p A㊁p B㊁p C,代入附录P中的TRV修正公式可得到非对称短路故障情况下首开大半波和延长大半波情况下各开断极的TRV参考电压u1㊁u c㊂3㊀应用算例3.1㊀额定电压40.5kV高压断路器参数计算以系统额定电压40.5kV为参考,首开极系数为1.5,额定频率为50Hz,时间常数τ为45ms,制造厂申明的高压交流断路器分闸时间为18ms,最短燃弧时间为3ms,则最短开断时间为21ms,落在了GB1984-2014所规定的第一区间㊂假设实际的燃弧时间为5ms,首开大半波在A相,延长大半波在B 相,根据第2节㊁第3节的研究内容开发计算程序,可以计算得出首开大半波㊁延长大半波的非对称短路开断波形如图3㊁图4所示㊂图3㊀A相首开大半波仿真计算波形Fig.3㊀Simulation calculation waveform of first pole to clear on an major loop for Aphase图4㊀B相延长大半波仿真计算波形Fig.4㊀Simulation calculation waveform of last pole to clear on an extended major loop for B phase07哈㊀尔㊀滨㊀理㊀工㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第28卷㊀图3㊁图4中的I a ㊁I b ㊁I c 为A㊁B㊁C 三相的短路电流,I a (DC)㊁I b (DC)㊁I c (DC)为A㊁B㊁C 三相短路电流的直流分量,U ra ㊁U rb ㊁U rc 为A㊁B㊁C 三相的断口电压㊂根据上述电流波形获得的电流最后半波参数的结果如表2㊁表3所示㊂d i /d t 和TRV 的参数可以根据电流零点的直流分量进行计算获得,结果同样见表2㊁表3㊂经比对,最后电流半波参数和TRV 参数与GB1984-2014中的标准值参数一致,说明本文所提的计算方法是合理和正确的㊂表2㊀首开大半波各开断极参数计算结果Tab.2㊀Calculation results of the breaking parameters of first pole to clear on an major loop电流最后半波参数TRV 参数I peak /(p.u.)Δt /ms d i /d t /(p.u.)p /%u c /kVt 3/μs 首开极A 相 1.52 3.530.9344.6263.8114晚开极C 相 1.2712.750.87 2.4740.394.0晚开极B 相0.807.740.872.4740.394.0表3㊀延长大半波各开断极参数计算结果Tab.3㊀Calculation results for the breaking parameters of last pole to clear on an extended major电流最后半波参数TRV 参数I peak /(p.u.)Δt /ms d i /d t /(p.u.)p /%u c /kVt 3/μs 首开极C 相 1.2411.580.9921.4568.7114晚开极B 相 1.5215.000.7933.7138.794.0晚开极A 相1.2310.600.7933.7138.794.03.2㊀额定电压126kV 高压断路器参数计算以系统额定电压126kV 为参考,首开极系数为1.5,额定频率为50Hz,时间常数τ为60ms,制造厂申明的高压交流断路器分闸时间为32ms,最短燃弧时间为10ms,则最短开断时间为38ms,落在了GB1984-2014所规定的第二区间㊂假设实际的燃弧时间为12ms,首开大半波在A 相,延长大半波在B 相,根据第2节㊁第3节的研究内容开发计算程序,可以计算得出首开大半波㊁延长大半波的非对称短路开断波形见图5㊁图6所示㊂图5㊀A 相首开大半波仿真计算波形Fig.5㊀Simulation calculation waveform of first pole toclear on an major loop for Aphase图6㊀B 相延长大半波仿真计算波形Fig.6㊀Simulation calculation waveform of last pole toclear on an extended major loop for B phase图5㊁图6中的I a ㊁I b ㊁I c 为A㊁B㊁C 三相的短路电流,I a (DC)㊁I b (DC)㊁I c (DC)为A㊁B㊁C 三相短路电流的直流分量,U ra ㊁U rb ㊁U rc 为A㊁B㊁C 三相的断口电压㊂根据上述电流波形获得的电流最后半波参数的结果见表4㊁表5所示㊂d i /d t 和TRV 的参数可以根据电流零点的直流分量进行计算获得,结果同样见表4㊁表5㊂经比对,最后电流半波参数和TRV 参数与GB1984-2014中的标准值参数一致,说明本文所提的计算方法是合理和正确的㊂17第3期何宁辉等:高压断路器T100a 开断试验最后电流半波参数及TRV 参数计算表4㊀首开大半波各开断极参数计算结果Tab.4㊀Calculation results of the breaking parameters of first pole to clear on an major loop电流最后半波参数TRV参数I peak/(p.u.)Δt/ms d i/d t/(p.u.)p/%u1/kV t1/μs u c/kV t2/μs 首开极A相 1.4412.900.9439.2311058201232晚开极C相 1.2212.530.87 1.6763.347.9116.3191.4晚开极B相0.817.790.87 1.6763.347.9116.3191.4表5㊀延长大半波各开断极参数计算结果Tab.5㊀Calculation results for the breaking parameters of last pole to clear on an extended major电流最后半波参数TRV参数I peak/(p.u.)Δt/ms d i/d t/(p.u.)p/%u1/kV t1/μs u c/kV t2/μs 首开极C相 1.2111.350.9919.04112.958207.9232晚开极B相 1.4414.390.8129.5465.347.9120.3191.4晚开极A相 1.1710.240.8129.5465.347.9120.3191.44㊀结㊀论通过分析与研究中性点非有效接地系统T100a 开断试验最后半波参数及TRV参数的计算方法,得出以下结论:1)基于非对称短路开断过程的电路方程,并应用电流连续性的原理,可以求解得到了首开大半波和延长大半波情况下的电流最后半波幅值I peak㊁最后半波持续时间Δt㊁电流零点直流分量p,并由电流零点的直流分量p计算得出电流零点的d i/d t和随后的TRV参数㊂2)由计算过程和计算结果可以看出,在首开大半波情况下,首开极开断后晚开两极的直流分量为零;延长大半波情况下,首开极开断后晚开两极的直流分量不为零㊂3)文中的计算结果是在短路电流中最大直流分量最大情况下得出的,不失一般性,可任意设定短路电流起始合闸相角,求解一般情况下T100a开断试验的最后电流半波参数及TRV参数㊂参考文献:[1]㊀王建华译.高压断路器理论㊁设计与试验方法[M].北京:机械工业出版社,2015.[2]㊀GB1984-2014高压交流断路器[S].2014.[3]㊀IEC62271-100:High-voltage Switchgear and Controlgear-Part100:High-voltage Alternating-current Circuit Break-ers[S].2012,Edition2.1.[4]㊀GB4473-2018高压交流断路器合成试验[S].2018.[5]㊀IEC62271-101:High-voltage Switchgear and Con-trolgear-Part101:Synthetic Testing[S].2012,Edition2.0.[6]㊀IEEE Std C37.011-2011:IEEE Application Guide forTransient Recovery Voltage for AC High-Voltage CircuitBreakers Rated on a Symmetrical Current Basis[S].2011.[7]㊀刘平,高享想,姚远.高压交流断路器三相合成试验技术分析与讨论[J].高压电器,2018,54(9):226.LIU Ping,GAO Xiangxiang,YAO Yuan.Analysis andDiscussion on Three-phase Synthetic Test Technology ofHigh Voltage AC Cir-cuit Breaker[J].High Voltage Ap-paratus,2018,54(9):226.[8]㊀IEEE Std C37.081a-1997:Supplement to IEEE Guide forSynthetic Fault Testing of AC High-Voltage Circuit Break-ers Rated on a Symmetrical Current Basis-8.3.2:Recov-ery Voltage for Terminal Faults;Asymmetrical Short-Cir-cuit Current[S].1997.[9]㊀林集明,顾霓鸿,项祖涛.特高压系统中的短路电流直流分量与零点漂移[J].电网技术,2006,30(24):1.LIN Jiming,GU Nihong,XIANG Zutao.A Study on TimeConstant of DC Component of Short Circuit Current andCurrent-zero Offset in UHV Systems[J].Power SystemTechnology,2006,30(24):1.[10]DAVID F.Peelo.Current Interruption Transients Calcula-tion[M].England:John Wiley and Sons Ltd,2014. [11]IEC TR62271-308:High-voltage Switchgear and Con-27哈㊀尔㊀滨㊀理㊀工㊀大㊀学㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第28卷㊀trolgear-Part308:Guide for Asymmetrical Short-circuitBreaking Test Duty T100a[S].2002,Edition1.0. [12]杨为,高享想,朱太云,等.基于电流零点直流分量的中压断路器T100a试验TRV参数计算[J].高压电器,2018,54(8):87.YANG Wei,GAO Xiangxiang,ZHU Taiyun,et al.Cal-culation of TRV Parameters of T100a Test for MediumVoltage Circuit-breakers Based on the DC Component atCurrent Zero[J].High Voltage Apparatus,2018,54(8):87.[13]刘小浩,刘旭,李健,等.直流分量时间常数对断路器非对称开断性能影响分析[J].电工电气,2016(8):47.LIU Xiaohao,LIU Xu,LI Jian,et al.Analysis of DirectCurrent Component Time Constant Influence on Asymmet-ric Breaking Ability of Circuit Breaker[J].Electrotech-nics Electric,2016(8):47.[14]黄实,高享想,刘浩军,等.非对称电流开断试验T100a电流零点di/dt/及TRV峰值uc的计算[J].高压电器,2015,51(10):163.HUANG Shi,GAO Xiangxiang,LI U Haojun,et al.Calcu-lation of di/dt at Current Zero and TRV Peak Value uc forTest-duty T100a[J].High Voltage Apparatus,2015,51(10):163.[15]胡勋,胡博,万媛,等.直接试验时间常数计算及其对短路开断试验的影响分析[J].电气应用,2019,38(8):81.HU Xun,HU Bo,WAN Yuan,et al.Calculation of TimeConstant of Direct test and Analysis of Its Influence onShort Circuit Breaking Test[J].Electrotechnical Applica-tion,2019,38(8):81.[16]张晋波,高享想,张云飞,等.基于电流注入法的非对称短路开断试验(T100a)TRV参数计算与研究[J].高压电器,2017,53(7):95.ZHANG Jinbo,GAO Xiangxiang,ZHANG Yunfei,et al.Calculation and Study of TRV Parameters for AsymmetricShort-circuit Breaking Test(T100a)Based on Current In-jection Method[J].High Voltage Apparatus,2017,53(7):95.[17]‘GUIDE TO THE INTERPRETATION OF IEC62271–101:EDITION3.0“[S].2016,Edition3.0. [18]徐国政,张节容,钱家骊.高压断路器原理与应用[M].北京:清华大学出版社,2000.[19]L.van der SLUISuis.Transients in Power Systems[M].John Wiley&Sons Ltd.,2001.[20]KOSHIZUKA T.,KUDO K.,NAKAMOTO T.,et al.Investigation of Tangential Lines and Prospective Valuesfor TRV Measurements[J].Electrical Engineering in Ja-pan,2015,190(1):21.(编辑:温泽宇)37第3期何宁辉等:高压断路器T100a开断试验最后电流半波参数及TRV参数计算。

晶闸管的相关知识5

晶闸管的相关知识分析晶闸管损坏原因当晶闸管损坏后需要检查分析其原因时，可把管芯从冷却套中取出，打开芯盒再取出芯片，观察其损坏后的痕迹，以判断是何原因。

下面介绍几种常见现象分析。

1、电压击穿。

晶闸管因不能承受电压而损坏，其芯片中有一个光洁的小孔，有时需用扩大镜才能看见。

其原因可能是管子本身耐压下降或被电路断开时产生的高电压击穿。

2、电流损坏。

电流损坏的痕迹特征是芯片被烧成一个凹坑，且粗糙，其位置在远离控制极上。

3电流上升率损坏。

其痕迹与电流损坏相同，而其位置在控制极附近或就在控制极上。

4、边缘损坏。

他发生在芯片外圆倒角处，有细小光洁小孔。

用放大镜可看到倒角面上有细细金属物划痕。

这是制造厂家安装不慎所造成的。

它导致电压击穿。

晶闸管应用指南一.参数说明1.参数表中所给出的数据，I TSM、I2t、dv/dt、di/dt指的是元件所能满足的最小值, Q r、V TM、V TO、r T指元件可满足(不超过)的最大值。

2.通态平均电流额定值I TAV(I FAV) I TAV(I FAV)指在双面冷却条件下，保证散热器温度55℃时，允许元件流过的最大正弦半波电流平均值。

I TAV(I FAV)对应元件额定有效值I RMS=1.57 I TAV。

实际使用中，若不能保证散热器温度低于55℃或散热器与元件接触热阻远大于规定值，则元件应降额使用。

3.晶闸管通态电流上升率di/dt参数表中所给的为元件通态电流上升率的临界重复值。

其对应不重复测试值为重复值的2倍以上，在使用过程中，必须保证元件导通期任何时候的电流上升率都不能超过其重复值。

4.晶闸管使用频率晶闸管可工作的最大频率由其工作时的电流脉冲宽度t p，关断时间t q以及从关断后承受正压开始至其再次开通的时间t V决定。

f max=1/(t q+t p+t V)。

根据工作频率选取元件时必须保证元件从正向电流过零至开始承受正压的时间间隔t H>t q，并留有一定的裕量。

ZLB零损耗深度限流装置有效性及可靠性分析

ZLB零损耗深度限流装置有效性及可靠性分析摘要：本文简要介绍了ZLB零损耗深度限流装置的工作原理和基本性能，从限流效果的角度分析了该装置的有效性，从机械和控制策略的可靠性两个方面对装置进行了技术剖析，以期为用户选用该装置提供一些技术参考。

关键词：深度限流装置；有效性；可靠性引言随着电力行业的发展，工业供配电系统的短路容量日益增大，用户对于供电可靠性的要求越来越高；但另一方面，电力系统发生短路时的故障电流也日益增大，已经接近甚至超过了真空断路器的最大分断能力，严重威胁着发电机、变压器、断路器以及输电线路的安全。

短路电流的危害主要来自于巨大的电动力和可观的热效应，因此避免其危害的根本措施有两条，一是限制短路电流的峰值，二是缩短短路电流的持续时间。

为实现这一目标，国内外生产厂家和科研院所开展了大量的研发工作，提出了许多短路电流的限制方法，但迄今为止，技术上最为成熟可靠、市场应用最广泛的只有爆炸型大容量高速开断装置[1]~[3]。

该类装置利用电子检测电路判断短路故障，控制由炸药爆轰波驱动的主回路高速开断，由并联的高压限流熔断器完成灭弧吸能。

实际运行使用中，通常将该类装置与系统原有的限流电抗器并联，既可以大幅降低正常运行时的损耗，又能有效限制短路电流，同时还能在一定程度上保证供电的连续性。

近年来，市场上新出现了一种名为零损耗深度限流装置的产品[4]，该产品通过罗氏线圈监视系统电流，当短路电流大于设定的幅值，高速DSP通过专用算法，快速精确地预测出三相电流过零点的精确时间，分别在每相电流过零之前发出信号。

高速开关使用高速涡流驱动机构，在电流接近过零点时三相分别准确分闸开断，短路电流换流进入深限流电抗器中，限制短路电流，短路电流幅值大大降低。

据称，该装置可在7-15毫秒内可将短路电流限制在原幅值50%以下，使系统所受到的短路冲击大大降低，保护系统内变压器发电机等电气设备，保证系统的安全运行。

短路故障切除后，测控单元自动检测母线电压回升立即给高速开关发出合闸命令，深度限流电抗器退出，系统即可恢复正常运行。

电抗器

电抗器引言：电抗器也叫电感器，一个导体通电时就会在其所占据的一定空间范围产生磁场，所以所有能载流的电导体都有一般意义上的感性。

然而通电长直导体的电感较小，所产生的磁场不强，因此实际的电抗器是导线绕成螺线管形式，称空心电抗器；有时为了让这只螺线管具有更大的电感，便在螺线管中插入铁心，称铁心电抗器。

电抗分为感抗和容抗，比较科学的归类是感抗器（电感器）和容抗器（电容器）统称为电抗器，然而由于过去先有了电感器，并且被称为电抗器，所以现在人们所说的电容器就是容抗器，而电抗器专指电感器。

电抗器也叫电感器，一个导体通电时就会在其所占据的一定空间范围产生磁场，所以所有能载流的电导体都有一般意义上的感性。

电抗分为感抗和容抗，比较科学的归类是感抗器（电感器）和容抗器（电容器）统称为电抗器，然而由于过去先有了电感器，并且被称谓电抗器，所以现在人们所说的电容器就是容抗器，而电抗器专指电感器。

主要分类按结构及冷却介质、按接法、按功能、按用途进行分类。

电抗器（图1）1、按结构及冷却介质：分为空心式、铁心式、干式、油浸式等，例如：干式空心电抗器、干式铁心电抗器、油浸铁心电抗器、油浸空心电抗器、夹持式干式空心电抗器、绕包式干式空心电抗器、水泥电抗器等。

2、按接法：分为并联电抗器和串联电抗器。

3、按功能：分为限流和补偿。

4、按用途：按具体用途细分，例如：限流电抗器、滤波电抗器、平波电抗器、功率因数补偿电抗器、串联电抗器、平衡电抗器、接地电抗器、消弧线圈、进线电抗器、出线电抗器、饱和电抗器、自饱和电抗器、可变电抗器（可调电抗器、可控电抗器）、轭流电抗器（扼流圈其实就是电感，可抑制高频交流电流，让低频和直流通过）、串联谐振电抗器、并联谐振电抗器等。

电抗器作为无功补偿手段，在电力系统中是不可缺少的。

电抗器

+ 滤波电抗器。用于整流电路中减少直流电
流的幅值，以消除电路某次谐波的电压或电流。 + 起动电抗器。与电动机串联，限制其起动电流。
+ 电抗器也叫电感器，一个导体通电时就会
在一定空间产生磁场，通电长直导体的电感较小，所产生的磁场不强，实际的电抗器是导线绕成螺线管形式，称空心电抗器；有时为了让螺线管有更大的电感，便在螺线管内插入铁心，称为铁心电抗器。电抗分为感抗和容抗。感抗器和容抗器统称为电抗器。
+ 输入电抗器： + 输入电抗器的作用是限制变流器换相时电网侧
的电压降；限制电网电压的跳跃或电网系统操作时所产生的电流冲击。当电网短路容量与变流器变频器容量比大于33:1时，输入电抗器的相对电压降，对单相限工作为2%，四象限为 4%，当电网短路电压大于6%时，允许输入电抗器运行。对于12脉动整流单元，至少需要一相对电压降为2%的网侧进线电抗器。输入电抗器主要应用于工业/工厂自动化控制系统中，安装在变频器、调速器与电网电源输入电抗器之间，用于抑制变频器、调速器等产生的浪涌电压和电流，最大限度的衰减系统中的高次谐波及畸变谐波。
电机连接电缆的容性充电电流及电机绕组上的电压上升率限制在540v/us以内，一般功率为4-90kw变频器与电动机间的电缆长度超过50m时，应设置电抗器。
+ 结构特点： + 1、适用于无功功率补偿和谐波的治理 + 2、输出电抗器主要作用是补偿长线分布电
容的影响，抑制输出谐波电流 + 有效地保护变频器和改善功率因数，能阻止来自电网的干扰。
+ +
+
+
线，通过的是交流电流；作用：限制变流器换相时电网侧的压降和晶闸管的电流上升率和电压上升率。结构特点: 1、进线电抗器为三相，均为铁芯干式。 2、线圈采用漆包扁铜线绕制，排列紧密均匀。 3、芯柱部分紧固件采用无磁性材料，减小运行时的涡流现象。

高压直流断路器

高压直流断路器的研究摘要本文详述了高压直流断路器在直流系统中的功能要求以及直流断路器的功能作用，介绍了高压直流断路器的工作原理及组成结构。

分析了现阶段应用于高压直流断路器的开断电流、熄灭电弧的各种方法，并阐述了各种方法的原理，通过对原理的分析阐述了各种方法的优缺点，并得出有源叠加振荡方式与无源叠加振荡方式是现阶段实现高压直流断路器的最佳方式。

关键词：直流断路器开断电流无源叠加振荡有源叠加振荡0 前言直流断路器是直流换流站的主要电气设备之一。

它不仅在系统正常运行时能切断和接通高压线路及各种空载和负荷电流，而且当系统发生故障时，通过继电保护装置的作用能自动、迅速、可靠地切除各种过负荷和短路电流，防止事故范围的扩大。

在高压直流输电系统中，某些运行方式的转换或者故障的切除要采用直流开关。

直流断路器同样因为直流电流难以熄弧、直流断路器吸收的能量大以及过电压高而制约其发展。

1 直流断路器在直流系统中的功能要求[1]直流系统中的断路器主要包括中性母线断路器、高速接地断路器、金属回路转换断路器和大地回线转换断路器。

1.1 中性母线断路器两端换流站的每一极都有一台中性母线断路器。

当直流闭锁时，在换流站没有投旁路的情况下，极控系统将使直流电流降为零，中性母线断路器在无电流的情况下合闸1.2 高速接地断路器每个换流站都有一台高速接地断路器，当接地极退出运行时，两端换流站的高速接地断路器应自动将中性母线接到换流站接地网，不要求具备大电流转换能力，但必须能在双极运行时打开。

1.3 金属回路转换断路器金属回路转换断路器功能是将直流运行电流从较低阻抗的大地回路向具有较高阻抗的金属回路转移。

直流电流从大地回路向金属回路的转移不应降低运行极的直流输送功率。

1.4 大地回线转换断路器大地回线转换断路器用于将直流运行电流从具有较高阻抗的金属回路转移至具有较低阻抗的大地回路。

直流电流从金属回路向大地回路的转移不应引起直流功率的降低。

2 直流断路器的基本构成与工作原理直流断路器的组成与交流断路器的构成结构基本相同，只在交流断路器的基础上增加了振荡装置和耗能元件。

进网许可考试(高压)必过法宝之一..案例分析题

A1001 用户供配电系统常用的电压调整措施有_____。

（A、B、C、D）A、正确选择变压器的变比和电压分接头B、降低系统阻抗C、使三相负荷平衡D、采取补偿无功功率措施A1002 某变电站避雷针架设高度为20m，则该避雷针在12m的高度的保护半径是_____。

（B）A、10mB、8mC、12mD、6m20<30,p=1Hb=12>0.5h=10r=h-Hb=8mA1003 FZN12-40.5型开关柜配备电缆试验插座，电缆试验时只需分开_____，利用电缆试验插座即可对电缆进行试验。

（A、B）A、断路器B、隔离开关C、主母线D、拔下电缆头A1004 有一额定值为220V、1500W的电阻炉，接在220V的交流电源上，则电阻炉的电阻和通过它的电流各为_____。

（A）A、32.3, 6.82AB、35.3, 8.82AC、42.3, 9.82AD、47.3, 14.82AA1005 在变(配)电所内高压成套装置采用固定式断路器功能单元时，高压出线开关柜内一般装设有_____等一次设备。

（A、B、D）A、隔离开关B、断路器C、接地开关D、电流互感器E、电压互感器A1006 某变电站避雷针架设高度为40m，则该避雷针地面保护半径是_____。

（D）A、30mB、40mC、50mD、60mA1007 变压器纵差保护的动作电流按躲过_____整定。

（A、B、C）A、二次回路断线B、空载投运时激磁涌流C、互感器二次电流不平衡D、变压器最大负荷电流A1008 导线的电阻为4Ω，今把它均匀地拉长到原来的2倍，电阻变为_____Ω。

（B）A、8B、16C、24D、32A1009 填写操作票的要求包括：_____。

（A、B、C、D）A、操作票应用黑色或蓝色的钢(水)笔或圆珠笔逐项填写。

B、用计算机开出的操作票应与手写票面统一；C、操作票票面应清楚整洁，不得任意涂改。

D、操作票应填写设备的双重名称，即设备名称和编号。

特高压换流变压器现场局部放电试验技术分析

之一。
【摘
要】特高压换流变压器现场局部放电试验的技术是很多
电力部门比较热衷的话题。本文针对这个问题分析了特高压换流变压器现场ＡＣＬＤ试验、特高压换流变压器现场局部放电检测干扰源及抗干扰措施，以期望对特高压换流变压器现场局部放电试验提供
ＰｏｗｅｒＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ
特高压换流变压器现场局部放电试验技术分析
郑广玉
（广西送变电建设公司，广西南宁５３００００）
除系统中的接触啊放电的现象发生。在选用屏蔽罩的时候要检验屏蔽罩的上部是否为半球形、下部是否为单环形。屏蔽双环必须由两个圆形的单环组成，并且屏蔽罩和屏蔽双环表面的最大强度不得大于１．５ＭＶ／ｍ。屏蔽罩场的计算可以通过相应的公式来计算。采用的高压导线和连接线按防晕设计中导线和连接的直径必须足够大，从而保证表面的饿最大强大不得大于１．５ＭＶ／ｍ，这里场强可以采用原著对平板电机的场强计算公式来计算。３．３脉冲型干扰分析脉冲型干扰在时域上是持续时间较短的脉冲信号，在频域上则是频率成分的款待信号，因而脉冲型干扰具有局部放电信号的大部分特征。因而在进行局部放电试验中，高频脉冲型干扰的波形和频率特征与放电脉冲极为相似，甚至在一般状态下很难区分，唯有使用三维图谱观察才能比较明显地对脉冲型干扰进行区分。高频脉冲型干扰大致可以分为三类：固定相位的脉冲干扰；与电压相位有时间相关规律的干扰；随机出现的干扰脉冲。脉冲型干扰在时域上呈离散型，针对这一特性应该采用时域开窗法来进行抑制，时域开窗也有硬件和软件之分，硬件方法主要有差动平衡阀和脉冲鉴别法。两者都是利用两个测量点之间的脉冲差来对外部干扰进行抑制。但是在实际应用中，由于进入两脉冲的脉冲干扰的来源和途径具有差异性，因而脉冲干扰在相位和幅值上的差别也是非常大的，因而采用的单一的方法是无法对所有脉冲干扰进行抑制的，可以采用超声波来进行识别提高识别＿的精确性。随机干扰出现的相位、次数和量值具有很大的不确定性，并且非常容易出现相位错乱与局部放电相混合的现象，但是这种脉冲具有一个特点就是次数和零值与相位相当。在检测的时候直接对相位进行检测就可以起到很好的检测效果。３．４检测阻抗引起的干扰分析在对换流变压器现场局部放电进行试验的过程中由于施加在变压器套管上的电压会很高，如果流经局部放电检测的阻抗电流较小就容易产生超过其本身的电流，在这种情况下就会引起检测阻抗的磁饱和，因此在测量电压时要检测阻抗内的磁饱和会产生谐波的影响。相关的试验证明这种谐波的幅值与所选用的检测阻抗的通流强度有关，如果系统选用的检测阻抗具有较大的调节上限那么系统中能够通过的电流能力就强，产生谐波的可能性就越小。如果局部放电检测回路的灵敏可测性降低，那么检测就必须根据局部放电试验的具体情况来做相应的调整。现场试验的时候应该根据试验回路的等效调节电容来选用测量阻抗，从而对局部放电信号进行排除从而可以提高系统的抗干扰水平。如果测量回路的相关系数一经确定，测量回路的协振电容就可以通过相应的公式来计算。根据所计算出来的电容公式来对系统的电感和电流进行阻抗检测，这是最有效的降低检测阻抗干扰的方法

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摘要:提出了一种基于高速斥力开关和双向晶闸管开关的新型混合型限流断路器方案,在研制出3kA/320V限流断路器样机基础上,对其在高短路电流上升率时的换流过程进行了分析和试验研究。推导了换流过程的等效电路模型和换流时间的计算公式,并进行了不同电流上升率的限流试验以验证所建模型的正确性。通过减小换流支路电感和减小斥力开关动作延时,样机成功实现了13.6kA的电流转移(电流上升率为26A/μs)及限流分断,换流时间仅为100μs。关键词:混合型限流器;限流断路器;电磁斥力开关;快速晶闸管中图分类号:TM471;TM77

收稿日期:2009202224;修回日期:2009205206。国家自然科学基金委员会创新研究群体基金资助项目(50721063);国家自然科学基金资助项目(50877078)。

0　引言近年来,随着电力系统容量的持续增长和用电负荷的不断增加,电网中的短路电流水平日益提高,

短路电流峰值可达到100kA以上,且短路电流上升速率di/dt极高(超过20A/μs),而目前断路器的极限分断能力不足100kA,且动作时间较长,难以在短路电流上升段将其分断[122]。在电网中装设故障限流装置(FCL)是解决该类问题的较理想方案,

国内外已开展了多种结构FCL的研究,主要有超导限流器、固态限流器和混合型限流断路器(HCLCB)等[328]。HCLCB通常由机械开关或真空开关、固态开关、限压吸能电路和检测控制电路组成[9212]。系统正常运行时,电流全部从机械开关上流过;当系统发生短路故障时,控制电路使机械开关分断,同时使固态开关电路中的电力电子器件导通,电流从机械开关上自然转换至固态开关上,并由固态开关进行分断。由于固态开关的存在,机械开关是在零电压条件下无弧分断的。在短路电流上升率较高时,机械开关能否将短路电流快速换流至固态开关上是决定混合型限流技术成败的关键[4]。文献[9]指出,限流断路器的换流时间与电弧电压、延迟时间、固态开关支路电感以及器件导通压降有关,但并未给出它们之间的数学关系表达式;文献[10]分析了限流断路器在额定电流时(di/dt=0)的换流过程,但没有对短路电流快速上升时的换流过程进行分析;文献[11]对真空开关

与门极可关断晶闸管(GTO)之间的电流转移过程进行了分析,但其缺乏在高di/dt下的试验验证,且真空开关动作速度较慢。本文在研制出3kA/320V混合型限流断路器基础上,分析得到了高电流上升率下的换流时间计算方法,并通过不同电流上升率的短路试验进行了验证。经过优化设计后的样机成功实现了26A/μs

的换流和限流试验。

1　混合型限流断路器方案及试验1.1　混合型限流断路器方案图1为本文设计的混合型限流断路器主电路,

由高速电磁斥力开关SW和双向晶闸管开关组成,

样机照片见附录A图A1。双向晶闸管开关包括快速晶闸管F1和F2,二极管D1和D2,以及强迫关断电路(由LC振荡电路,F3,F4组成),以满足双向限流关断功能[13]。在晶闸管F1和F2两端分别并联了MOV压敏电阻。这里采用了双向晶闸管开关电路而没有采用桥式固态电路,是由于相比于桥式固态电路,双向晶闸管开关电路具有更小的线路阻抗和管压降,从而有利于换流过程的进行,具体原因见附录B。正常运行时,电流从SW上流过,由于触头接触电阻只有几微欧,开关的通态损耗很低。当系统发生短路故障时,控制SW快速分断,同时导通晶闸管F

1(或F2)

,电流转换至晶闸管开关上,然后导

通F

3(或F4),通过LC振荡电路给F1(或F2)一个

反向电流使其关断。高速斥力开关SW为本课题组自行研制的基于涡流斥力和永磁保持原理的斥力开关[12]。SW的快速分断动作是整个装置能在高di/dt下有效限流的保证。实验测得动静触头的机械分离延迟时间为230μs。

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第33卷　第16期2009年8月25日Vol.33　No.16Aug.25,2009© 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net图1　新型混合型限流断路器主电路Fig.1　Maincircuitofanovelhybridcurrent2limitingcircuitbreaker

双向晶闸管开关中的F1和F2用了2500V/

2500A的快速晶闸管,其固有关断时间tq仅几十微秒,可在电容C放电电流iC大于主回路电流极短时间内可靠关断,这样不仅降低了电容C的值及其上电压,而且提高了开关的关断速度。C=1mF,

L=5μH。晶闸管F3和F4选用了同一型号的快速

晶闸管。选用西门子公司B80K320型号的MOV

压敏电阻,其最大能量为1600J(2ms),压敏电压510V,采用将3个MOV并联的方式对系统能量进行吸收。1.2　限流断路器的分断过程限流断路器的分断过程可分为3次换流过程:

斥力开关与晶闸管换流、晶闸管与强迫关断回路换流、强迫关断回路与压敏电阻换流,如图2所示。下面以断路器正向限流分断为例对换流过程进行说明,当需要断路器反向限流分断时,依次控制F2和F4导通即可。

1)斥力开关与晶闸管F1换流

当短路电流上升到动作电流设定值Iset时,控制电路使SW分断,由于SW存在机械延时,到t1时刻开始触头分离,建立20多伏的弧压使得F1导通(F1触发信号已有),电流从SW上自然换流至F

1和

D2上。

2)晶闸管F1与强迫关断回路换流

当斥力开关与晶闸管F1换流过程结束几百微秒后,导通F3使电容经晶闸管F1放电,F1的电流被强迫过零,F1截止,此后电流从二极管D1上续流。这里不并联D1也可以实现强迫关断晶闸管功能,但在关断时,晶闸管上会出现很大的反向恢复电流,且开关两端会出现很高的反向电压,这对于开关本身是不利的,因此这里并联了二极管。3)强迫关断回路与MOV压敏电阻换流当强迫关断回路电流下降到与主回路电流相等时,二极管截止,主回路电流i到达峰值Ip,开关两

端出现过电压,MOV压敏电阻开始限压工作,此后电流从强迫关断回路上转换至MOV压敏电阻上。

图2　限流断路器的换流分断过程Fig.2　Thricecurrentcommutatingandbreakingsteps

1.3　限流分断试验样机的限流试验采用图3所示的LC振荡回路来模拟短路故障,预先充好电的无感电容C

30mF,其充电电路图中未给出。线路电感L1=26μH,电阻R1=12mΩ。试验中通过导通晶闸管

F使C1放电来模拟短路电流,预期短路电流的大小决定于C1的充电电压。D为续流二极管。样机的强迫关断回路中电容C=1mF,充电电压为900V,

电感L=5μH。换流支路电感为0.25μH。

图3　样机的限流试验电路Fig.3　ExperimentalcircuitofHCLCB

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2009,33(16)

© 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. http://www.cnki.net图4为样机的限流试验波形,i为主回路电流,iC为强迫关断回路电流,u为样机两端电压。试验中电容C1充电电压至440V。样机的控制策略是当短路电流到达动作设定值6kA时,给SW分闸线圈信号,同时给F1门极触发信号(维持300μs),由于SW存在机械动作延时,从接到动作信号到触头开始分离需要经过约230μs,触头分离时产生约26V电弧电压,之后SW与F1开始换流过程。当换流过程结束50μs后,给F3触发信号,样机中的电容C开始经F1放电,晶闸管强迫关断过程开始。限流后的短路电流峰值为10kA,开关两端的电压峰值为900V。图4　样机限流试验波形Fig.4　ExperimentalwaveformsofHCLCB2　斥力开关与晶闸管换流过程分析2.1　换流过程分析斥力开关与晶闸管开关的换流过程如图5所示。当短路电流上升到动作设定值Iset时,给高速斥力开关SW发出分闸信号,SW经过230μs机械延时后,动静触头在t01时刻开始分离,触头间立刻形成电弧。样机的触头材料曾先后采用过AgW70和AgNi10,试验表明这2种材料的单断点电弧电压均为13V。由于试验中斥力开关采用的是桥式触头结构(2个触点),在分闸过程中一边触点会先于另一边触点断开,建立13V电弧电压,经过约10μs,另一边触点也断开,开关两端电压u增加为26V。在电弧电压开始建立的t01时刻,SW与F1之间本应立刻开始换流,但由于晶闸管内部的正反馈过程需要时间,阳极电流增长不可能是瞬时的,因此晶闸管要经过延迟时间td(约10μs)才开始导通,t1时刻电流开始从SW向F1转移,经过Δt时间,电流全部转移到F1上,换流过程完成。在Δt时间内换流过程的等效电路如图6所示。电弧电压用恒压源U1等效。晶闸管F1的通态压降用恒压源U2等效。R1和L1分别为斥力开关支路的线路电阻和电感,R2和L2分别为晶闸管支路的线路电阻和电感。M为2条支路之间的互感,如果不计该互感,则计算结果会有误差。为了避免在EMTP建模仿真时,电压源U1和U2在2条支路中形成环流,在等效电路中加入一个理想二极管D

(无管压降和导通电阻),只起电流定向作用。

图5　斥力开关与晶闸管开关换流过程Fig.5　Commutationfromrepulsionswitchtothyristor

图6　换流过程等效电路Fig.6　Equivalentcircuitofcommutation

由于直流电力系统短路的时间常数通常为几毫秒到几十毫秒,而斥力开关动作非常迅速,从电流上升到换流过程结束仅几百微秒,因此假定在此过程中主回路电流上升率di/dt为定值D,可得到换流过程的微分方程组为:

i1+i2=Dt

R1i1+L1di1dt+Mdi2dt+U1=

R2i2+L2di2dt+Mdi1dt+U2

i1(t-1)=Dt1

i2(t-1)=0

(1)

对方程组求解可得到非常复杂的电流i1和i

的表达式为:

i1=A1e-R1+R2L11+L22(t-t1)+A2

i2=B1e-R1+R2L11+L22(t-t1)-B2

(2)

式中: