基于非晶合金材料的開關恢復過電壓抑制器設計與實現

姚 成

（日新電機（無錫）有限公司，江蘇 無錫 214112）

并聯電容器投切時存在2種形式的過電壓，分別誕生于開關合閘及開發重燃2個過程之中。合閘時電容器的直流殘壓與工頻電壓相互作用會產生暫態電磁振蕩，合閘瞬間電壓電流位差越大，過電壓倍數越高，但一般不會高于系統電壓的200%。電容器組切除時殘壓未全部釋放致使開關恢復電壓過大會導致開關重燃現象，過電壓可達系統電壓的300%以上，因而會對電容器產生極為嚴重的危害。通過分析關聯電容器投切時過電壓的形成理論，基于仿模分析發現電容器極間及電容器自身所產生的過電壓會影響到電容器的安全運行，為此，需要通過可行性的抑制過電壓措施實施，保障電網的安全與穩定運行。

1 并聯電容器重燃時刻開關參數統計

1.1 樣本采集

獲取無功補償裝置試驗站對各廠家10 kV并聯電容器開關所展開的老煉試驗波形測試數據，讀取重燃時刻三相電容器對地電壓、非重燃相開關恢復電壓2組數據范圍，前者取值范圍為15.69～33.09 kV，后者取值范圍則是15.84～36.81 kV。從中篩選出2組數據最大值，以之作為統計參數。

1.2 統計方法

樣本數據統計主要采用2種方法，一是參數估計，二是假設檢驗。

正態分布條件下，對樣本做出假設，即樣本值為X1，X2，X3…XN∈[Xmin，Xmax]，樣本值出現概率密度的計算方法見下式

式中：μ表示概率密度中的常數，用μ與σ表示。以樣本值為依據，概率密度函數的2個極大似然估計如下

驗證預估是否精準前，應對樣本所在范圍進行微調，將原本的[Xmin，Xmax]調整為[Xmin－dx，Xmax＋dx]，其中dx表示1個小量，而后將樣本做均勻劃分處理。而對各區域中實際樣本及假設分布的頻數值進行計算，計算方法如下

式中：樣本取值區域劃分數用k表示，而各區域中樣本出現頻數及樣本數量分別用νi及n代表，各區域中假設分布規律發生頻率用pi表示。（4）式滿足（k-r-l）維的x2分布，假設分布規律未知參數數量用r代表。若（4）式計算結果比顯著性水平下x2分布值更低，則說明假設是合理的。

1.3 統計分析

1.3.1 參數估計

完成數據收集整理后，在所獲取樣本數據中篩選出樣本參數，而后利用上述統計方法展開樣本參數的估計及假設驗證，對分析結果與假設是否一致進行判定后，得出統計分析結果。以10 kV并聯電容器為例，假定并聯電器重燃時，非重燃相開關恢復電壓數值最高為Ufo，先微調非重燃相開關恢復電壓測量最大值取值范圍，將之調整為12.5～36.5 kV，而后將之劃分為6個區間，基于數據處理可得出各區間范圍內各組最大值數據的出現頻次，如圖1所示。

圖1 各區間非重燃開關恢復電壓測量最大值頻次分布圖

分析得知，非重燃開關恢復電壓測量最大值近似于正態分布，而后基于正態分布模型預估Ufo參數。參數分析結果詳見表1。

根據公式（2）得知，樣本平均值應為正態分布估算的數學期望值，因而X與μ是一致的。通過表1分析發現，樣本方差與樣本估算后正態分布模型對應的方差也大概相同，二者誤差未超出2%，說明正態分布屬于樣本數據近似分布規律。

表1 非重燃開關恢復電壓測量值參數分析結果

1.3.2 假設驗證

對非重燃開關恢復電壓測量最大值Ufo劃分的區間展開假設驗證，得出計算結果見表2。

表2 非重燃開關恢復電壓測量最大值假設驗證計算結果

根據公式（4）計算出各區域中實際樣本及假設分布的頻數值為4.782，與之相對應的顯著性水平下x2分布值為7.7。根據這一結果對比分析發現，驗證結果低于x2分布值，因而說明樣本數據與正態分布假設相一致。證實多次測量平均值即為各次測試結果數學期望這一假設是正確的，由此可得出，非重燃相開關恢復電壓的最大測量值為27 kV。而后按照相同方法得出了單相重燃三相電容器對地電壓最大值的區間頻次的正態分析規律結論，通過多次測量平均取值后，得出其開關恢復電壓最大值應為24 kV。這2個數值的選定，可為電容器選取提供依據，通過降低電容器損耗而使之使用壽命得長。根據這2組參數要求，關聯電容器單相重燃擊穿時，開關應具備較高的電壓承受能力，或是通過開關恢復過電壓抑制措施應用，防止開關出現重燃問題。

2 非晶合金材料的開關恢復過電壓抑制器的設計及參數優化

2.1 非晶合金鐵心變壓器及電路仿真模型構建

非晶合金的組成結構當中，鐵元素及硅元素的比例為8∶2，此材料磁感應度強度的飽和度較高，與硅鋼片的鐵損率更低，且磁導率更佳。非晶合金帶材厚度僅有0.03 mm，相較于鐵芯變壓器而言，利用此材料制成的變電器空載損耗及空載電漢可分別降低80%與85%。由于放電線圈屬于特殊變電器，因此，可根據磁路及電路相關參數的對偶關系構建變壓器鐵心及繞組漏感電路模型，并結合繞組、電阻等參數完成變壓器電路模型構建。在磁路及電路對偶性原理支持下，可以電阻、非線性電感為基礎進行放電線圈仿真模型的等效構建，以適宜的電阻值替代放電線圈電阻，而后將之串聯在非線性電感之上，便可完成放電線圈電磁暫態模型的建方，進而對放電線圈中仿真電容器組的通過過程進行仿真分析。

2.2 影響放電線圈放電速度的因素分析

利用電路磁路法分析放電速度影響因素，分析過程中，將拐點、電壓、電阻、電容、鐵心截面積、鐵心長度和繞組匝數7個指標中的一個進行調整，其他保持不變，得出了影響放電速度的具體因素。非晶合金材料放電線圈的規格均為FDR12//4.0-1W時，線圈繞組的內阻設定為6 Ω，繞阻匝數為1 520，根據所得出不同拐點數據為依據，通過條件改變進行放電線圈放電速度分析。

2.2.1 拐點差異的影響

電容設定為230 μF、電阻內阻為0 Ω，電壓設定為17.32 kV時，低拐點放電線圈僅需20 ms便完成了放電，而大拐點放電線圈卻需要30 ms，并且低拐點放電線圈的電流滯后時間相對較低，振蕩首個負半波明顯增大。

2.2.2 電容差異的影響

電容設定為230 μF時，13.42 kV電容器具備更大殘壓，且放電速度更快，說明而電容殘壓越高，放電線圈的放電速度越為快捷，且電流滯后時間更短，放電速度變化趨勢更為顯著。

2.2.3 繞組內阻差異的影響

電容設定為230 μF、電壓設定為17.32 kV時，放電線圈繞阻內阻設定為20.5 Ω時，其放電速度明顯慢于繞組內阻為5.5、7.5、10.5、15.5 Ω的放電線圈，說明繞組內阻變化則與放電速度呈反比，即大內阻時放電速度慢，且首個振蕩負半波峰值會明顯降低。且在內阻達到20 Ω時，阻尼震蕩現象將會消失。

2.2.4 電容量差異的影響

電阻內阻為0 Ω，電壓設定為17.32 kV時，電容量分別設定為120、230、270 μF，通過對比發現，電容量為120 μF時放電速度最快，并且首個負半波峰值也會同步增加。

2.2.5 線圈鐵心截面積差異的影響

電容設定為230 μF、電阻內阻為0 Ω，電壓設定為17.32 kV時，線圈鐵心截面積設定為0.65 s時，比設定為1.2、0.85、0.75 s時的放電速度更快，說明放電線圈的放電速度與鐵心截面積大小呈反比關系，但由于受到其他因素限制，降低截面積存在一定難度。

2.2.6 鐵心長度差異的影響

鐵心長度設定為1.5 L時，放電線圈的放電速度比鐵心長度為0.8、1.2、1.35 L更快，并且首個負半波峰值更小。說明鐵心長度與放電速度的長度呈反比關系。

2.2.7 繞阻匝數差異的影響

電容設定為230 μF、電阻內阻為0 Ω，電壓設定為17.32 kV時，繞組匝數為1 150時，放電線圈的放電速度比繞阻匝數為1 750、1 520、1 400、1 300都要快，說明繞組匝數越小時，放電速度也會明顯加快。

2.3 參數優化方法

2.3.1 調整繞組及匝數

繞組內阻增大可明顯降低電路震蕩時首個負半波峰值，然而也會導致放電速度降低，因而可通過調整繞組導線線徑的方法降低首個負半波峰值。放電線圈為10 kV等級、電容器電容值230 μF時，不改變放電線圈尺寸的前提下，通過調整繞組及線圈匝數優化參數，在無電阻串入的優化情況下，有6種調整方案，詳見表3。

表3 不同匝數及內阻參數優化方案

這幾組方案應用時，匝數恒定時，內阻并不會對放電線圈放電速度產生明顯影響，但匝數降低后，其放電速度可逐步加快。且大內阻放電線圈的首個負半波峰值更低，但通過調低匝數可使首個負半波峰值明顯增加。通過各個方案應用時的放電速度及首個負半波峰值大小分析發現方案五及方案六的參數優化效果最佳，方案六可明顯增大放電速度，然而首個震蕩負半波峰值略高于方案五。在實際應用時，可結合具體要求對這2個方案進行優化選擇，若無需大幅度調低首個震蕩負半波峰值，則可通過繞組導線內徑增大及內阻降低的方式達到放電速度顯著提升的目的。

2.3.2 降低鐵心截面積

放電線圈為10 kV等級、電容器電容值230 μF時，將放電線圈截面積降低25%后，再對繞組及匝數參數進行調整，無需串入內阻時，有7種調整方案，見表4。

表4 放電線圈截面積降低時參數優化方案

放電線圈鐵心截面積降低后，其放電速度有所提升，在截面積不變時，匝數及內阻與放電速度之間的關系與上文探討結果相同。但這幾個方案應用對比發現，放電線圈鐵心截面積降低后其首個震蕩負半波的峰值會有所下降。綜合來看，方案四、五、六優化效果較為理想，實際應用時，還需要將鐵心自重、體積大小及成本納入考量。參數優化時，應明確各因素之間的影響關系，進而得出最佳的優化方案。

3 開關恢復過電壓抑制器現場試驗及掛網試行結果分析

為驗證以非晶合金材料作為放電線圈鐵心的抑制器效果，在某市系統試驗站展開了現場試驗，并完成了相應時段的掛網試運行。現場時驗時，應用了單組試驗、背靠背2種接線方式，分別對5.1 Mvar、2.1 Mvar、8.3 Mvar與電容器組并聯3種工況展開了開合試驗。綜合3組實驗結果發現，相較于未接入抑制器的情況而言，接入抑制器后，電容器對地電壓、電容器之間的電壓及開關恢復電壓均有明顯下降，說明此種開關抑制器的應用使電容器殘壓得以快速釋放，降低了開關過電壓，且使開關重燃概率得到大幅下降。而后，通過并聯電容器開關恢復過電壓抑制器掛網試運行，進一步驗證其在關聯電容器組之間開關切除應用時的過電壓抑制效果，在試驗變電站4號電容器組間隔中接入了高壓并聯電容器開關恢復過電壓抑制器，此電容器組原本的一次接線與二次接線方式均不變，于三相放電線圈兩側并聯接入抑制器。通過3個月左右的試運行，配電網均未出現過電壓現象，重燃開關現象得到了明顯抑制。說明，基于非晶合金材料的高壓并聯電容器投切電壓抑制器安全、有效，具有良好的應用價值。

4 結束語

電力系統運行中，保證電壓穩定性十分重要，以往電力系統主要采用無功補償裝置維持電壓穩定性，且以并聯電容器的方法為主。但因用戶端用電負荷不確定，為保證電壓穩定需重復性進行并聯電容器的投切，在高頻次投切過程中會引發過電壓問題。而本文通過非晶合金材料作為放電線圈鐵心的方法設計了一款開關恢復過電壓抑制器，通過現場試驗及掛網試行證實此抑制器可有效抑制電網運行時的過電壓問題，通過電容器組殘壓快速釋放及過電壓有效抑制，能夠減少并聯電容器開關重燃的發生率，且能降低電網故障率、增強電網運行的安全性與穩定性。