小容量發電機出口斷路器及饋線斷路器瞬態恢復電壓仿真研究

張勇，劉渝根，胡振興，齊春，宋兆非

(1.中國電力工程顧問集團公司西南電力設計院，成都市 610021;2.輸配電裝備及系統安全與新技術國家重點實驗室(重慶大學)，重慶市 400044)

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小容量發電機出口斷路器及饋線斷路器瞬態恢復電壓仿真研究

張勇1，劉渝根2，胡振興1，齊春1，宋兆非1

(1.中國電力工程顧問集團公司西南電力設計院，成都市 610021;2.輸配電裝備及系統安全與新技術國家重點實驗室(重慶大學)，重慶市 400044)

國內外學者論證了大容量發電機出口裝設發電機斷路器(generator circuit breaker，GCB)的必要性，而對小容量(≤30 MW)發電機出口及發電廠內饋線是否也應裝設GCB并沒有進行深入研究。利用電磁暫態仿真軟件PSCAD/EMTDC計算分析了在開斷條件最惡劣的三相短路故障情況下，12～30 MW小容量發電機出口斷路器及饋線斷路器的瞬態恢復電壓(transient recovery voltage，TRV)，并從TRV上升率的角度出發，確定普通配電型斷路器是否可以替代GCB安裝在發電機出口及廠用電饋線處。計算結果表明，當發電機出線端及廠用電饋線中分別發生三相短路故障時，斷路器TRV上升率均未超過0.34 kV/μs，普通配電型斷路器可以替代GCB安裝在小容量發電機出口及廠用電饋線處。

小容量發電機；饋線；普通配電型斷路器；發電機斷路器；三相短路故障；瞬態恢復電壓

0 引 言

近年來，隨著新能源技術的蓬勃發展，小容量發電機組(容量≤30 MW)也得到了廣泛的應用。有關學者已論證了大容量發電機組出口裝設發電機斷路器(generator circuit breaker，GCB)的必要性[1-5]，但是對于小容量發電機組出口是否也應裝設GCB并沒有進行深入的研究，同時也沒有說明連接在發電機母線段的廠用電饋線中采用普通配電型斷路器是否安全可靠。

由于靠近發電機回路，發電機出口斷路器及廠用電饋線斷路器開斷時瞬態恢復電壓(transient recovery voltage，TRV)上升率較高[6-9]。GB/T 14824—2008規定：對于額定電壓為12 kV的斷路器，由系統源提供短路電流時，TRV上升率的標準值為3.5 kV/μs；由發電機源提供短路電流時，TRV上升率的標準值為1.6 kV/μs。普通配電型斷路器僅能滿足TRV上升率為0.34 kV/μs的情況，因此不適合安裝在TRV上升率較高的發電機回路中。

因為技術和材料的改進，普通配電型斷路器逐漸適應于開斷條件更為苛刻的場合[10-11]。因此對于設計人員來說，一般采用改進的配電型斷路器安裝在發電機出口及廠用電饋線處。但是改進的配電型斷路器在設計時僅考慮了斷路器開斷直流分量的能力，而沒有考慮斷路器開斷后的瞬態恢復電壓。而斷路器的TRV上升率過大會影響到斷路器的開斷能力，從而導致斷路器發生故障[12-14]。同樣由于制造工藝和所采用材料的不同，導致發電機斷路器和普通配電型斷路器的價格相差很大：每臺GCB價格為70萬元，而每臺配電型斷路器價格僅為12萬元。

從技術角度看，發電機出口及廠用電饋線中安裝GCB更能確保系統安全可靠運行；從經濟角度看，發電機出口及廠用電饋線中安裝普通配電型斷路器更為合理。因此本文對小容量(≤30 MW)發電機出口斷路器和廠用電饋線斷路器的瞬態恢復電壓進行仿真研究，從TRV上升率的角度出發，確定在何種條件下普通配電型斷路器可以替代GCB安裝在發電機出口及廠用電饋線處。為設計人員及用戶選擇發電機出口斷路器及廠用電饋線斷路器提供參考，具有十分重大的工程意義。

1 仿真模型的建立

1.1 斷路器模型

本文用非線性電阻來模擬饋線斷路器的動態狀況，即通過搭建控制系統控制非線性電阻值，來模擬斷路器處于合閘、穩態燃弧、熄弧斷開時的狀態。

斷路器處于合閘狀態時，其主回路電阻很小[15]。上海通用電氣開關有限公司提供的斷路器產品說明書中表明：不同型號的斷路器主回路電阻值為40～60 μΩ。為不失一般性，本文取為50 μΩ。

斷路器在操動機構的作用下，動、靜觸頭開始分離，此時兩觸頭間產生穩態燃燒的電弧。文獻[16]表明穩態燃弧階段弧阻基本為恒定值，其大小與回路的振蕩頻率有關，阻值為0.5～5.0 Ω。為不失一般性，本文取為2 Ω。

電弧電流過零瞬間，外界電路向電弧提供的能量小于電弧散失的能量，從而進入熄弧階段[17-19]。這個過程可以用Mayr-Schwarz模型描述：

(1)

式中：u(t)是電弧電壓，V；i(t)是電弧電流，A；G是電弧電導，S；P0是電弧散熱功率，W；τ是時間常數，s。

根據典型的12 kV斷路器開斷實驗所獲得的零區波形，利用最小函數法可計算出電弧模型中各參數的取值：α=0.14，β=0.30，τ=10 μs，P0=120 kW。

由式(1)可知，在熄弧階段電弧電阻是非線性的。因此在仿真過程中，斷路器可以用一個非線性電阻來等效代替，該非線性電阻的控制過程如圖1所示。

圖1 非線性電阻控制流程圖Fig.1 Control flow chart of nonlinear resistor

1.2 同步發電機模型

在本文的仿真分析中，發電機采用的是PSCAD模型庫中的同步發電機模型。該模型用諾頓電流源來等效代替同步發電機，利用發電機的額定電壓實時計算三相電流，并注入外部網絡。為計算方便，該模型首先把相坐標系下的三相電壓轉換成dq0坐標系下的dq軸繞組端電壓，并通過dq軸等效電路及狀態空間方程組，計算出dq0坐標系下的電流，并再次轉換成相坐標系下的三相電流，進而注入外部網絡，如圖2所示。

圖2 發電機模型原理圖Fig.2 Schematic diagram of generator model

這個模型充分考慮了定子繞組、勵磁繞組及阻尼繞組的暫態過程，適用于分析發電機機端或變壓器外部故障及故障切除后的暫態過程。仿真模型中，不同容量的發電機參數如表1所示。

表1 不同容量發電機參數

Table 1 Parameters of generators with different capacities

1.3 系統模型

仿真模型是按照“同步發電機-發電機母線段-變壓器-系統源”的接線形式建立的，其中發電機母線段上帶有3條廠用電饋線。

圖3 仿真模型圖Fig.3 Simulation model

圖3中CB表示發電機出口斷路器；電纜型號為ZR-YJV22-12/20 kV-3×240 mm2；CB1、CB2、CB3分別表示3條饋線斷路器；降壓變壓器為Δ-Y接線方式，變比為10.5±2×2.5%/0.4 kV；分別用電阻和電感來模擬等效廠用電饋線所帶負荷的有功功率和無功功率；升壓變壓器為Δ-Y接線方式，變比為121±8×1.25%/10.5 kV；110 kV系統源用一個理想電壓源串聯電感的形式進行等效，該電感的計算公式如下：

(2)

式中：Ubase表示系統源的基準電壓， kV；Psc表示系統源的短路容量， MW；f為電源頻率，Hz。

通過比較發電機出口及廠用電饋線中發生單相接地故障、兩相短路故障、三相短路故障等不同故障情況下的計算結果，發現系統中發生三相短路故障時，斷路器開斷條件最為惡劣。因此本文主要闡述發電機出線端及饋線中發生三相短路故障時，饋線斷路器的瞬態恢復電壓，其中故障位置如圖3中虛線接地部分所示。

仿真模型中設定饋線在0.237 s發生三相短路故障，在繼電保護及斷路器操動機構動作后，0.302 s時斷路器兩觸頭間出現電弧。

2 饋線斷路器TRV仿真分析

2.1 發電機容量為12 MW時饋線斷路器TRV仿真分析

以12 MW發電機為例，當饋線1中發生三相短路故障時，三相短路電流及出現在斷路器斷口間的TRV波形如圖4和5所示。

圖4 三相短路電流波形Fig.4 Three-phase short-circuit current waveform

圖5 斷路器斷口間的TRV波形Fig.5 TRV waveform at circuit breaker fracture

圖4表明，三相短路電流的最大值為29.88 kA，無電流延遲過零點狀況。通過對其傅里葉變換可知，短路電流的交流分量有效值為18.32 kA，直流分量百分數為22%。在本文的研究中，當發電機容量不同時(≤30 MW)，在饋線發生三相短路故障后，短路電流的交流分量有效值最大為29.97 kA、直流分量百分數最大為29%。而普通配電型斷路器能夠開斷40 kA、直流分量百分數為35%的短路電流，但其TRV上升率參數僅為0.34 kV/μs。因此本文在對饋線斷路器的選型中，對斷路器開斷短路電流的能力不再贅敘，而著重從TRV上升率的角度出發確定饋線斷路器安裝普通配電型斷路器是否安全可靠。

由于B相斷路器電流最先過零使其電弧熄滅，故B相是首開相，其斷口間最先出現瞬態恢復電壓；A、C兩相斷路器電弧電流同時過零，同時開斷，其斷口間同時出現瞬態恢復電壓，且出現的時間滯后B相5 ms。三相斷路器斷口間的瞬態恢復電壓經過2～3 ms的衰減振蕩后，過渡到幅值為7.87 kV的工頻恢復電壓。改變故障發生的時間，使A、C相分別作為首開相，得到的仿真結果與上述情況類似。

對三相斷路器斷口間的TRV波形進行分析計算后，可得到如表2所示的計算結果。B相斷路器TRV波形中的峰值電壓及上升率最大，A、C兩相斷路器TRV波形中的峰值電壓及上升率相接近且略低于首開相斷路器TRV波形中的峰值電壓及上升率；首開相斷路器TRV波形的等值頻率要低于隨后斷開的A、C兩相斷路器TRV波形的等值頻率。這是因為當B相斷路器開斷后，電路中的拓撲結構發生了改變，從而導致首開相和隨后開斷的兩相斷路器TRV波形的峰值電壓、參考時間、上升率、等值頻率等參數不同。由于首開相斷路器TRV上升率最大，最難開斷，因此在后續的研究中均以首開相為例進行說明。

表2 三相斷路器瞬態恢復電壓計算結果

Table 2 TRV calculation results of three-phase circuit breaker

注：表中Uc表示TRV的峰值電壓，t3表示TRV的參考時間，Uc/t3表示TRV的上升率，f表示TRV的等值頻率。

表2的計算結果表明，三相斷路器TRV上升率最大值為0.169 kV/μs(首開相)，要低于額定電壓為12 kV的普通配電型交流斷路器TRV上升率的限值0.34 kV/μs。因此在“同步發電機-發電機母線段-變壓器-系統源”的主接線形式下，當發電機容量為12 MW且饋線1中發生三相短路故障后，普通配電型斷路器可以順利開斷此種工況條件下的短路故障而不發生重燃現象。即饋線1斷路器可以采用普通配電型斷路器。

由于饋線2、饋線3的電氣結構與饋線1的電氣結構相同，因此當饋線2或饋線3中發生三相短路故障時，其短路電流及斷路器斷口間的瞬態恢復電壓均與饋線1中短路電流及斷路器斷口間的瞬態恢復電壓相類似，此處就不再贅敘。因此饋線2斷路器及饋線3斷路器也可以采用普通配電型斷路器。

2.2 發電機容量對饋線斷路器TRV的影響分析

當發電機容量為15，18，20，22，30 MW時，分別對饋線斷路器的瞬態恢復電壓進行仿真分析，其TRV波形參數計算結果如表3所示。從2.1節的分析結果可知，首開相斷路器TRV上升率最大，最難開斷。因此本節在對饋線斷路器瞬態恢復電壓的仿真研究中，均以首開相為例進行說明。

表3 發電機容量不同時斷路器瞬態恢復電壓計算結果

Table 3 TRV calculation results of circuit breaker for generators with different capacities

注：S表示發電機的容量。

表3表明，當饋線1中發生三相短路故障時，隨著發電機容量的增大，首開相斷路器斷口間TRV參考時間急劇減小，TRV上升率隨之增大。利用編制的matlab程序，繪制出饋線斷路器TRV上升率隨發電機容量變化的曲線，如圖6所示。

圖6 TRV上升率與發電機容量之間的關系曲線Fig.6 Relationship between TRV rising rate and generator capacity

由圖6可知，隨著發電機容量的增大，TRV上升率也隨之增大，當發電機容量為12～30 MW時，TRV上升率最大值為0.266 6 kV/μs，沒有超過普通配電型斷路器TRV上升率的限值0.34 kV/μs。即在“同步發電機-發電機母線段-變壓器-系統源”的主接線形式下，當發電機容量為12～30 MW且饋線1中發生三相短路故障后，普通配電型斷路器可以順利開斷此種工況條件下的短路故障而不發生重燃現象，此時廠用電饋線斷路器可以采用普通配電型斷路器。

3 發電機出口斷路器TRV仿真分析

3.1 12 MW發電機出口斷路器TRV仿真分析

以12 MW發電機為例，當發電機出線端發生三相短路故障時，三相短路電流及出現在斷路器斷口間的TRV波形如圖7、8所示。

圖7 三相短路電流波形Fig.7 Three-phase short-circuit current waveform

圖8 斷路器斷口間的TRV波形Fig.8 TRV waveform at circuit breaker fracture

由圖7可知，三相短路電流的最大值為13.135 kA，無電流延遲過零點狀況。通過對其傅里葉變換可知，短路電流的交流分量有效值為8.78 kA，直流分量百分數為23%。在本文的研究中，當發電機容量不同時(≤30 MW)，在發電機出線端發生三相短路故障后，短路電流的交流分量有效值最大為16.82 kA、直流分量百分數最大為29%。而普通配電型斷路器能夠開斷40 kA、直流分量百分數為35%的短路電流，但其TRV上升率參數僅為0.34 kV/μs。因此本文在對發電機出口斷路器的選型中，對斷路器開斷短路電流的能力不再贅敘，而著重從TRV上升率的角度出發確定發電機出口斷路器安裝普通配電型斷路器是否安全可靠。

對三相斷路器斷口間的TRV波形進行分析計算，計算結果如表4所示。三相斷路器TRV上升率最大值為0.122 kV/μs(首開相)，要低于額定電壓為12 kV的配電型交流斷路器TRV上升率的限值0.34 kV/μs。因此在“同步發電機-發電機母線段-變壓器-系統源”的主接線形式下，當12 MW發電機出線端發生三相短路故障后，普通配電型斷路器可以順利開斷此種工況條件下的短路故障而不發生重燃現象，即發電機出口斷路器可以采用普通配電型斷路器。

表4 三相斷路器瞬態恢復電壓計算結果

Table 4 TRV calculation results of three-phase circuit breaker

3.2 發電機容量對斷路器TRV的影響

當發電機容量為15，18，20，22，30 MW時，分別對發電機出口斷路器的瞬態恢復電壓進行仿真分析，其TRV波形參數計算結果如表5所示。從3.1小節的分析結果可知，首開相斷路器TRV上升率最大，最難開斷。因此本小節在對饋線斷路器瞬態恢復電壓的仿真研究中，均以首開相為例進行說明。

表5 發電機容量不同時斷路器瞬態恢復電壓計算結果

Table 5 TRV calculation results of circuit breaker for generators with different capacities

由表5可知，當發電機出線端發生三相短路故障時，隨著發電機容量的增大，首開相斷路器斷口間TRV參考時間急劇減小，TRV上升率隨之增大。當發電機容量為12～30 MW時，TRV上升率最大值為0.1981 kV/μs，沒有超過普通配電型斷路器TRV上升率的限值0.34 kV/μs。即在“同步發電機-發電機母線段-變壓器-系統源”的主接線形式下，當發電機出線端發生三相短路故障后，普通配電型斷路器可以順利開斷此種工況條件下的短路故障而不發生重燃現象。因此小容量(≤30 MW)發電機出口斷路器可以采用普通配電型斷路器。

4 結 論

(1)在“同步發電機-發電機母線段-變壓器-系統源”的主接線形式下，隨著發電機容量的增大，饋線斷路器TRV上升率也隨之增大。當發電機容量在30 MW以下時，饋線斷路器TRV上升率最大值為0.266 6 kV/μs，沒有超過0.34 kV/μs，廠用電饋線斷路器可以采用普通配電型斷路器。

(2)在“同步發電機-發電機母線段-變壓器-系統源”的主接線形式下，隨著發電機容量的增大，發電機出口斷路器TRV上升率也隨之增大。當發電機容量在30 MW以下時，發電機出口斷路器TRV上升率最大值為0.1981 kV/μs，沒有超過0.34 kV/μs，發電機出口斷路器可以采用普通配電型斷路器。

[1]張爽.大容量發電機出口斷路器選擇[J].高壓電器，2011，47(11)：77-80.Zhang Shuang.Circuit breakers selection method for large-capacity AC high-voltage generator[J].High Voltage Apparatus,2011,47(11):77-80.

[2]陳尚發.大容量發電機出口斷路器在我國的制造和應用問題[J].電力設備，2006，7(3)：50-52.Chen Shangfa.Manufacturing and application of generator circuit breaker in China[J].Electrical Equipment,2006,7(3):50-52.

[3]梅強.大容量發電機出口斷路器的選擇[J].華東電力，2005(12)：78-81.Mei Qiang.Selection of outlet circuit breakers for high capacity generators[J].East China Electric Power,2005,33(12):75-78.

[4]阮偉.大型單元式機組裝設發電機出口斷路器(GCB)優劣性之比較[J].電氣應用，2006，25(10)：175-177.Ruan Wei.Compared the advantage and inferiority of installed GCB on a unit generator[J].ElectrotechnicalApplication, 2005(12):78-81.

[5]婁素華， 尹項根，陳德樹.發電機機端裝設斷路器探討和仿真研究[J].電力自動化設備，2001，21(4)：15-19.Lou Suhua, Yin Xianggen,ChenDeshu.Discussion on generator circuit breaker and simulation study[J].Electric Power Automation Equipment,2001,21(4):15-19.

[6]劉春鳳.小容量發電機出口保護用真空斷路器的選擇[J].電氣技術，2011，12(2)：80-82.Liu Chunfeng.Selection of vacuum interrupters as outlet protection on small capacity generators[J].Electrical Engineering,2011(2):66-68.

[7]徐國政， 張節容，錢家驪.高壓斷路器原理和應用[M].北京: 清華大學出版社，2000.

[9]劉洪順， 李慶民，婁杰，等.電感型 FCL 對斷路器恢復電壓上升率的影響[J].電工技術學報，2007，22(12)：84-90.Liu Hongshun, Li Qingmin, Lou Jie, et al.Impact of inductive FCL on the RRRV of circuit breakers[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2007,22(12):84-91.

[10]GB 1984—2003 高壓交流斷路器 [S].北京：中國標準出版社，2003.

[11]GB/T 14824—2008 高壓交流發電機斷路器[S].北京：中國標準出版社，2008.

[12]IEEE Std C37.013—1997, IEEE standard for AC high voltage generator circuit breakers rated on a symmetrical current basis[S].

[13]張萬榮， 趙伯楠，茍銳鋒.發電機出口真空斷路器瞬態恢復電壓的研究[J].高壓電器，2000，34(4)：15-18.Liu Ying, Han Yanhua, Shi Wei et al.Study on overvoltage of no load transformer switched by 110 kV GIS[J].High Voltage Apparatus,2000,36(4):15-18.

[14]趙力楠.一種高壓交流發電機用臥式真空斷路器[P].中國專利：ZL 2009 20245792.3，2010-09-08.

[15]Zeineldin H H, El-Saadany E F, Salama M M A,et al.High voltage circuit breaker modeling for online model-based monitoring and diagnosis[C]//Conference of innovations in information technology.Dubai：UAE:,2007:317-321.

[16]Raul M， Marley B，Vernon C， et al.Resistance of spark channe[J].IEEE Transaction Plasma Science，2006，34(5)：1610-1619.

[17]Schavemaker P H，van der Slui L.An improved mayr-type arc model based on current-zero measurements[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2000,15(2):580-584.

[18]林莘， 王娜，徐建源.動態電弧模型下特快速瞬態過電壓特性的計算與分析[J].中國電機工程學報，2012，32(16)：157-164.Lin Xin, Wang Na, Xu Jianyuan.Calculation and analysis of very fast transient over-voltage characteristic on the condition of dynamic arcing model[J].Proceedings of the CSEE,2012,32(16):157-164.

[19]黃紹平， 楊青，李靖.基于MATLAB的電弧模型仿真[J].電力系統及其自動化學報，2005，17(5)：64-66.Huang Shaoping,Yang Qing, LI Jing.Simulation of arc models based on MATLAB[J].Proceedings of the CSU-EPSA,2005,17(5):64-66,70.

(編輯：張小飛)

Simulation Research on Transient Recovery Voltage of Outlet Circuit Breaker in Small Capacity Generator and Feeder Circuit Breaker

ZHANG Yong1, LIU Yugen2, HU Zhenxing1, QI Chun1, SONG Zhaofei1

(1.China Power Engineering Consulting (Group) Corporation Southwest Electric Power Design Institute, Chengdu 610021, China; 2.State Key Laboratory of Power Transmission Equipment & System Security and New Technology, Chongqing University, Chongqing 400044, China)

Scholars have demonstrated the necessity of installing generator circuit breaker (GCB) in large capacity generator terminal, but they did not make in depth study on whether GCB should be installed in small capacity generator (≤30 MW) terminal or feeder line.So in this paper, transient recovery voltage (TRV) of circuit breaker in small capacity generator(12-30 MW)terminal and feeder line was researched with using electromagnetic transient program PSCAD/EMTDC, under three-phase short circuit fault in the worst breaking condition.Then, this paper determined whether distribution circuit breaker could replace GCB to be installed at generator terminal or feeder line.The calculation results show that when three-phase short circuit fault occurs in generator terminal or feeder line, respectively, the TRV rising rate of circuit breaker is no more than 0.34 kV / μs, thus distribution circuit breaker can replace GCB to be installed at generator terminal and feeder line.

small capacity generator; feeder; distribution circuit breaker; generator circuit breaker; three-phase short circuit fault; transient recovery voltage

國家創新研究群體基金(51021005)。

TM 864

A

1000-7229(2015)03-0082-06

10.3969/j.issn.1000-7229.2015.03.014

2014-10-25

2014-12-25

張勇(1983)，男，工學學士，工程師，主要從事發電廠電氣設計工作；

劉渝根(1963)，男，碩士，教授，主要從事電力系統過電壓與接地技術的研究工作；

胡振興(1980)，男，工學學士，高工，主要從事發電廠電氣設計工作；

齊春(1963)，男，工學學士，教授級高工，主要從事發電廠電氣設計工作；

宋兆非(1988)，男，工學學士，助理工程師，主要從事發電廠電氣設計工作。