一種改進串聯諧振型限流器

張志豐 肖立業 邱清泉 程 剛 田 忠 王 娜 戴少濤

（1. 中國科學院電工研究所 北京 100190 2. 丹東欣泰電氣科技有限公司 丹東 118006）

1 引言

在各種各樣的電力系統事故中，短路故障是危及電力系統安全穩定運行、導致大面積停電事故最為常見的、最嚴重的故障之一，其危害波及方方面面，造成巨大的經濟損失和嚴重的社會影響[1]。超導限流技術、諧振限流技術和固態限流技術等的發展，能夠有效限制電力系統的短路故障電流，使電網設備免受大電流沖擊，提高電網的安全運行水平[2-5]。其中，串聯諧振型限流技術已經成為電網限流技術發展的一個主要方向。常規串聯諧振型限流器是在常規限流電抗器基礎上，串聯一個與電抗器諧振于工頻的電容器，短路時電容器被晶閘管、避雷器、間隙等開關器件快速旁路，相當于電抗器單獨投入電網，從而達到限流目的。

串聯諧振型限流器的技術關鍵在于電容器的快速旁路過程的過壓保護，一種基于飽和電抗器的諧振限流器，采用飽和電抗器與電容器并聯，利用的是飽和電抗器的非線性電感特性，所表現出的等效飽和感抗有利于短路電流的抑制[6]；一種基于 ZnO避雷器的諧振限流器，采用ZnO避雷器與電容器并聯，利用ZnO避雷器的非線性電阻，實現對電容器的旁路，達到限制故障電流的目的[6,7]；一種基于快速開關的諧振限流器，直接通過快速開關實現了電容器的旁路[8]。

雖然，上述幾種方法對電容器的旁路方法有一定的改進，但是，在針對500kV電網的故障限流，仍然采用了多種開關和保護器件組合的方案。文獻[9,10]采用避雷器、晶閘管閥、間隙和快速開關等保護器件，根據保護器件特性不同，及其與之相適應的阻尼回路不同，構成了3種典型拓撲：①可控串補結構；②串補結構；③串補閥前小電抗結構，并且，考慮了電流應力對晶閘管閥體的影響作用等，解決電容器旁路過程的過電壓保護電路問題。該方法在一定程度上仍然存在電容器回路的過流沖擊問題，并且，避雷器和晶閘管閥體的容量較大。

本論文引入雙分裂電抗器，從結構上改善電容器的旁路系統，并且通過控制反并聯晶閘管，配合避雷器等實現其過壓的保護和電流應力的控制。本文通過分析改進的SRFCL的電路拓撲和工作原理，研究了雙分裂電抗器參數對限流器的影響和匹配，分析了限流器主要參數之間的內在關系，并開展了仿真和實驗研究工作。

2 工作原理

在改進型串聯諧振型限流器中，如圖1所示，電網穩態時，限流電抗器L和電容器C組成串聯諧振回路，諧振于工頻。采用了雙分裂電抗器M和反并聯晶閘管G、避雷器MOV1組成了電容器的旁路系統。避雷器MOV2與電容器C并聯，實現對電容器C的過壓保護。斷路器B用于斷開電網的故障電流，Z0為線路等效阻抗，Uac為電源，R為負載。

圖1 改進型串聯諧振型限流器電路原理圖（單相）Fig.1 Schematic diagram of improved SRFCL(single phase)

雙分裂電抗器M由繞組L1和L2組成，繞組的匝數相等，磁通方向相反。文獻[11, 12]應用雙分裂電抗器將流過超導電阻型限流器的電流減小；文獻[13,14]分別將雙分裂電抗器應用于并聯型斷路器和限流斷路器，用于斷路器的并聯或將斷路器的開斷容量減小。文獻[15]還將雙分裂電抗器引入串聯諧振型限流器，用于降低流過快速合閘開關的短路電流。繞組L1和L2可采用空心電抗器的耦合形式，也可采用鐵心耦合方式。

在電網穩態時，反并聯晶閘管G處于關斷狀態，考慮到繞組L2的分流作用，電容器C與繞組L2的并聯回路與限流電抗器L形成串聯諧振，且諧振與工頻。繞組 L1和 L2自感和漏感分別表示為Lp和Lq，其諧振關系表示為

式中C——電容；

ω——電網的角頻率。

為了實現串聯諧振并避免并聯諧振的產生，通常限定

當采用鐵心耦合時，繞組的自感較大，即Lp>>L，式（2）的諧振關系為

在此過程中，隨著避雷器MOV1和反并聯晶閘管G的導通，繞組L1的電流增大，繞組L2的電流逐漸減小，最后二者達到相等。由于繞組 L1和L2磁通方向相反，導致雙分裂電抗器M的電感達到最小值，即僅為繞組的漏感。較小的漏感與電容器C并聯，相當于實現了電容器的短路（或旁路）操作。此時，限流器的輸出限流阻抗為

當漏感Lq較小時，限流阻抗近似為

由于電容器的旁路操作存在較高的放電電流和沖擊電壓，通過把雙分裂電抗器引入串聯諧振型限流器，雙分裂電抗器的兩個繞組的電流變化，導致磁通的變化，達到了快速短路電容器的作用。同時，漏感的存在，在一定程度上，限制了電容器短路過程中引起的過電流，提高了限流器的故障響應速度和可靠性。

3 雙分裂電抗器的作用分析

雙分裂電抗器的參數選擇對改進型 SRFCL的穩態參數匹配和限流能力都有一定的影響。

3.1 雙分裂電抗器對諧振關系的影響

在電網穩態運行過程中，繞組 L2與電容器并聯，對串聯諧振的匹配關系存在一定的影響。對式（2）改寫如下：

式中，k表示繞組自感Lp對諧振關系的影響程度，。

隨著自感Lp的增大，k值增加，對電容器取值影響減小。并且，0＜k＜1，k值減小時，電容值增大，電容器的容抗減小，導致電容器穩態電流增加，如圖2所示。

圖2 限流電抗器與電容器的關系隨k值變化規律Fig.2 Relationship between limiting inductor and capacitor with variation ofk value

在電網穩態時，為了減小雙分裂電抗器繞組的載流和損耗，其繞組自感必然大于限流電抗器的電感，它們的比值（Lq/L）的不同，對限流電抗器電感和電容器電容值的選取，存在一定的影響，如圖3所示，可以看出，比值（Lq/L）對電容器取值的影響隨著限流電抗器電感的增大而減小。

圖3 限流電抗器與電容器的關系隨Lq/L的變化規律Fig.3 Relationship between limiting inductor and capacitor with variation ofLq/L value

3.2 雙分裂電抗器對電容器穩態載流的影響

在穩態運行過程中，雙分裂電抗器的一個繞組L2和電容器C保持并聯關系，而且滿足式（3）的要求，使得電容器的電流為限流電抗器L和繞組L2的電流之和，即

并且，從并聯分流關系上看

可見，隨著電容和繞組電感的增加，電容器電流與繞組電流的比值增大，避免了電容器電流過大。

3.3 雙分裂電抗器漏感對限流能力的提升作用

由式（5）可知，雙分裂電抗器的繞組漏感存在對限流電感有一定提升作用，限流電感的相對增加量為

限流電感的相對增量 dZF，即增量與限流電抗器的比值。相對增量 dZF隨比值（Lq/L）的變化規律如圖4所示，可以看出：

（1）當Lq/L＜2時，即雙分裂電抗器的兩個繞組并聯后，其漏感與電容器并聯，等效阻抗為電抗，限流阻抗的增量增大，能夠提高限流器的限流能力。

（2）當Lq/L=2時，即兩個繞組的漏感并聯后等于限流電抗器電感時，雙分裂電抗器與電容器形成并聯諧振，會造成較大的環流，應該避免。

（3）當Lq/L＞2時，其漏抗與電容器并聯，等效阻抗為容抗，降低了限流器的限流阻抗，應該避免。

綜合分析可知，在滿足雙分裂電抗器的兩個繞組的漏感Lq/L＜2的前提下，當漏感增大時，限流阻抗的增量增大，限流器的限流能力更強。

圖4 限流電感的相對增量與雙分裂電抗器和限流電抗器比值的關系Fig.4 Relationship between impedance of SRFCL and the ratio ofLq/L

4 限流器限流特性分析

雙分裂電抗器和 MOV的引入，對改進型SRFCL的限流特性及其限流過程中的可靠性有了很大的提高。按照圖1建立改進型串聯諧振限流器的仿真模型，在 400V電壓、穩態運行電流 20A、預期故障電流 400A的前提下，選取限流電抗器19.1mH、電容器電容 0.53mF和雙分裂電抗器自感200mH。分析雙分裂電抗器漏感和 MOV殘壓的取值大小對限流器性能的影響。在參數優化的基礎上，進行改進型SRFCL與常規SRFCL的限流對比分析。

4.1 電容器電流特點分析

在故障限流過程中，雙分裂電抗器經歷一個由高電抗（自感）到低電抗（漏感）的電抗變化過程，漏感的大小直接影響到起到電容器電流的大小，并且使電容器電流的振蕩頻率有較大的變化。圖5所示為Lq取值分別為0.5mH和8mH時，電容器電流的諧振情況。

圖5 電容器電流波形（限流過程中）Fig.5 Current waveforms of capacitor during fault

圖6 電容器電流波形（限流過程中）Fig.6 Relationship between frequency of capacitor current and leakage inductance of double-splitting reactor

圖6和圖7所示為電容器限流過程中沖擊電流峰值和頻率隨繞組漏感的變化規律。當漏感為 2～3mH時，電容器電流出現了最小值。當漏感小于2mH時，漏感減小，電流的振蕩頻率和幅值都大幅度增加；當漏感大于3mH時，漏感越大，電流的振蕩頻率減小，而電流幅值都不斷增加。

圖7 電容器電流振蕩頻率隨漏感的變化規律（限流過程中）Fig.7 Relationship between frequency of capacitor current and leakage inductance of double-splitting reactor during fault

4.2 MOV1的過壓保護作用

MOV1與反并聯晶閘管并聯，起到過壓保護作用。MOV1也是連接在雙分裂電抗器的繞組 L1和電容器C之間，其電壓為二者電壓之差。按照式（3）的限定，不但繞組L2的電流遠小于電容器C的電流，而且電壓的正負由電容器決定。同時，繞組L1和 L2的極性相反，反并聯晶閘管的電壓為電容器電壓的2倍。在電網穩態運行時，運行電流20A，反并聯晶閘管的電壓峰值為339.2V。考慮到電網電壓的波動等因素，MOV1的電壓應該取電壓峰值的1.2倍以上，即407V。

圖8 線路和電容器電流隨MOV1的殘壓的變化規律（限流過程中）Fig.8 Variation of peak value of current of line and capacitor with residual voltage of MOV1 during fault

在MOV2殘壓不變的前提下，研究MOV1殘壓對限流效果的影響作用（見圖8）。在漏感為4mH，故障角90°時，隨著MOV1的殘壓逐漸減小，電容器電流峰值先增大而后減小，而線路電流峰值逐漸減小。因此，MOV1不但能夠有效控制反并聯晶閘管的電壓，而且對電容器和線路電流有一定調節作用。

4.3 MOV2的過壓保護作用

MOV2與電容器并聯，對電容器起過電壓保護作用。在電網穩態運行時，限流電抗器和電容器處于串聯諧振狀態，其穩態電壓有效值為169.6V，考慮到電網電壓的波動等因素，MOV2的電壓應該取電壓峰值的1.2倍以上，即204V。

在 MOV1殘壓不變的前提下，研究 MOV2殘壓對限流效果的影響作用（見圖9）。在漏感為4mH，故障角90°時，隨著MOV2的殘壓逐漸減小，電容器和線路電流峰值都逐漸減小。而且，當MOV1較小時，電容器電流峰值低于線路電流峰值。

圖9 電網和電容器電流隨MOV2的殘壓的變化規律（限流過程中）Fig.9 Variation of peak value of current of line and capacitor with residual voltage of MOV2 during fault

4.4 諧振限流器的對比分析

在上述分析的基礎上，進行了改進型串聯諧振型限流器的參數優化（見下表）。雙分裂電抗器的繞組的自感和漏感分別為200mH和4mH，避雷器MOV1和MOV2的殘壓分別為500V和300V。

表 改進型串聯諧振限流器參數設計Tab. Parameter designof improved SRFCL

依據此參數，把常規SRFCL和改進型SRFCL分別應用到 400V故障限流模型中，進行限流仿真分析。線路穩態運行電流20A，預期故障電流400A，SRFCL接入線路限流，如圖10所示，線路電流的最大峰值分別為125.9A和90A，故障電流縮減率分別為77.7%和84%，改進型SRFCL的限流效果優于常規SRFCL。

圖 11所示為電容器在過程中的電流波形而常規的沖擊達到1 500A以上，這種沖擊甚至可能造成電容器的損壞。而改進的 SRFCL最大沖擊電流峰值僅為 100A，雙分裂電抗器的繞組的電感在此起到了抑制電流沖擊和實現電容器快速短路的作用，在故障初期，繞組 L2處于高阻狀態有利于抑制沖擊電流；當晶閘管合閘后，繞組L1和L2的電流同時上升，雙分裂電抗器的電感迅速減小，并且，通過合理設置漏感，達到了有效控制電容器電流振蕩和過沖現象。

圖10 兩種限流下的電網電流波形對比Fig.10 Comparison of line current waveform when two type FCL caused respectively

圖11 兩種限流下的電容器電流波形對比Fig.11 Comparison of capacitor current waveform when two type FCL sused respectively

5 樣機研制和電抗器電磁場分析

按照表1所示的參數，進行了400V單相改進型SRFCL的樣機制作，如圖12所示，限流器機柜的下部為雙分裂電抗器，中部為電容器、MOV和反并聯晶閘管等，上部為系統的檢測和控制裝置，限流電抗器置于柜體的外部，從而減小其對系統的影響。限流電抗器采用了兩個相互耦合的空心繞組，通過調節繞組間的距離來改變其電感，從而達到與電容器實現諧振。限流電抗器的兩個繞組的高度為297mm，內徑 600mm，外徑 960mm，最高沖擊端電壓 800V（峰值），動穩定電流150A（峰值），熱穩定電流80A。圖13所示為限流電抗器限流過程中電磁場分布圖，故障電流80A時，其最大磁場達到203Gs。

圖12 改進型串聯諧振型限流器樣機實物圖（單相）Fig.12 Photograph of improved SRFCL (single phase)

圖13 限流電抗器限流穩態的磁場分布Fig.13 Magnetic field distribution of limiting reactor during fault

雙柱雙分裂電抗器由雙柱鐵心、左柱耦合線圈、右柱耦合線圈構成。左右兩柱上的耦合線圈均由內線圈和外線圈組成，內外線圈匝數相同，繞向相反，其輸入端子和輸出端子分別位于線圈的上下兩側。雙柱雙分裂電抗器的兩支路電阻和電感完全對稱，從而保證了兩支路的電流分布均勻，并且在正常工作或者短路工作狀態對外都具有很小的漏磁，從而減小安裝空間。與單柱結構的雙分裂電抗器相比，在快速合閘開關處于斷開狀態時，較高的斷口電壓為左右兩柱線圈共同承擔，而非單柱內外線圈之間承擔，因此內外線圈之間的絕緣距離可以減小，更有利于減小電抗器體積和漏抗。最大沖擊電壓600V（峰值），動穩定電流 100A（峰值），熱穩定電流50A；鐵心直徑Φ100mm，每柱一個1mm氣隙；線圈內徑 120mm，線圈外徑 152mm；內外繞組之間留有5mm氣隙；線圈高度172mm。

在穩態運行時，雙分裂電抗器電感為200mH，其運行電流僅為2A，損耗很低，基本可以忽略。在限流過程中，兩繞組之間的電流發生變化，導致磁通的變化，使得雙分裂電抗器經歷一個由大電感到小電感的變化過程，有效地抑制了電流和電流變化率的變化，從而減小了限流過程的過壓和電流應力問題。兩個繞組電流瞬時值達到88A，限流穩態值在40A左右，其最大磁場達到0.3T，如圖14所示。

圖14 雙分裂鐵心電抗器限流穩態的磁場分布Fig.14 Magnetic field distribution of double-splitting reactor during fault

6 實驗研究

在線路電源電壓為 400V時，進行了改進型SRFCL的限流測試。測試電路如圖15所示，Z0為線路等效阻抗，大小為1Ω，阻抗Z1和Z2與故障觸發裝置配合，實現不同故障電流等級、不同故障時間的短路故障，最大故障電流400A。樣機的參數見上表。

圖15 串聯諧振限流器測試電路Fig.15 Test circuit of improved series-resonant type fault current limiter

在穩態運行電流為20A的前提下，設置故障電流判定閾值（峰值）為40A，故障電流有效值變化率的故障判定閾值為1.5A/ms。改進型SRFCL的實驗結果如圖16和圖17所示，在初始故障角為90°（故障電流直流分量最小）和0°（故障電流直流分量最大）均能有效限制故障電流，故障電流峰值分別為 91.1A和 112A，故障電流縮減率分別達到83.9%和91.5%。雙分裂電抗器的兩個繞組和電容器的第一沖擊峰值達到 100A左右，并且實現了電容器電流的快速衰減，避免了過流對電容器的影響。

圖16 故障限流波形（初始故障角90°）Fig.16 Fault current waveforms limited by improved SRFCL (initial fault angle is 90°)

圖17 故障限流波形（初始故障角0°）Fig.17 Fault current waveforms limited by improved SRFCL (initial fault angle is 0°)

在不同故障電流等級下進行了試驗測試，預期故障電流分別為 80A、120A、…、360A、400A，線路電流的測試結果如圖 18所示。隨著預期故障電流從80A增加到400A，故障電流縮減率由44%增大到 83.9%，說明了隨著故障電流等級的提高，改進型SRFCL的限流能力不斷增大，能夠把線路電流限制在91.1A之內。

圖18 不同故障電流等級下的故障限流分析Fig.18 Analysis of Line current limited by improved SRFCL at different fault current levels

7 結論

本文通過引入雙分裂電抗器，對串聯諧振型限流器拓撲進行了改進，提高了限流器的限流能力和可靠性。研究表明：雙分裂電抗器由穩態時的大電感（自感）向限流過程的小電感（漏感）的轉變，能夠快速實現電容器的旁路（或短路）操作，有效抑制電容器過流沖擊，可靠實現限流器的故障限流操作。雙分裂電抗器的漏感的存在，不但可以提高限流器的限流能力，而且可以調節電容器沖擊電流的頻率和幅值，提高電容器的可靠性。雙分裂電抗器的自感和漏感以及避雷器（MOV1和MOV2）殘壓等參數的調整不但可以有效控制限流器件的電壓，而且可以實現對限流器的限流能力和電容器的過流的有效控制。該研究工作，對串聯諧振型限流器的電網應用有一定的指導意義。

致謝：感謝丹東欣泰電氣科技有限公司遲慶陽、鞏志強、蘇德深、李佳玉、張雅莉等研究人員和中國科學院應用超導重點實驗室馬韜、靖立偉等研究人員在雙分裂鐵心電抗器研制和試驗中的大力支持，在此向他們表示衷心的感謝。

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