基于非晶合金材料的开关恢复过电压抑制器设计与实现

姚 成

（日新电机（无锡）有限公司，江苏 无锡 214112）

并联电容器投切时存在2种形式的过电压，分别诞生于开关合闸及开发重燃2个过程之中。合闸时电容器的直流残压与工频电压相互作用会产生暂态电磁振荡，合闸瞬间电压电流位差越大，过电压倍数越高，但一般不会高于系统电压的200%。电容器组切除时残压未全部释放致使开关恢复电压过大会导致开关重燃现象，过电压可达系统电压的300%以上，因而会对电容器产生极为严重的危害。通过分析关联电容器投切时过电压的形成理论，基于仿模分析发现电容器极间及电容器自身所产生的过电压会影响到电容器的安全运行，为此，需要通过可行性的抑制过电压措施实施，保障电网的安全与稳定运行。

1 并联电容器重燃时刻开关参数统计

1.1 样本采集

获取无功补偿装置试验站对各厂家10 kV并联电容器开关所展开的老炼试验波形测试数据，读取重燃时刻三相电容器对地电压、非重燃相开关恢复电压2组数据范围，前者取值范围为15.69～33.09 kV，后者取值范围则是15.84～36.81 kV。从中筛选出2组数据最大值，以之作为统计参数。

1.2 统计方法

样本数据统计主要采用2种方法，一是参数估计，二是假设检验。

正态分布条件下，对样本做出假设，即样本值为X1，X2，X3…XN∈[Xmin，Xmax]，样本值出现概率密度的计算方法见下式

式中：μ表示概率密度中的常数，用μ与σ表示。以样本值为依据，概率密度函数的2个极大似然估计如下

验证预估是否精准前，应对样本所在范围进行微调，将原本的[Xmin，Xmax]调整为[Xmin－dx，Xmax＋dx]，其中dx表示1个小量，而后将样本做均匀划分处理。而对各区域中实际样本及假设分布的频数值进行计算，计算方法如下

式中：样本取值区域划分数用k表示，而各区域中样本出现频数及样本数量分别用νi及n代表，各区域中假设分布规律发生频率用pi表示。（4）式满足（k-r-l）维的x2分布，假设分布规律未知参数数量用r代表。若（4）式计算结果比显著性水平下x2分布值更低，则说明假设是合理的。

1.3 统计分析

1.3.1 参数估计

完成数据收集整理后，在所获取样本数据中筛选出样本参数，而后利用上述统计方法展开样本参数的估计及假设验证，对分析结果与假设是否一致进行判定后，得出统计分析结果。以10 kV并联电容器为例，假定并联电器重燃时，非重燃相开关恢复电压数值最高为Ufo，先微调非重燃相开关恢复电压测量最大值取值范围，将之调整为12.5～36.5 kV，而后将之划分为6个区间，基于数据处理可得出各区间范围内各组最大值数据的出现频次，如图1所示。

图1 各区间非重燃开关恢复电压测量最大值频次分布图

分析得知，非重燃开关恢复电压测量最大值近似于正态分布，而后基于正态分布模型预估Ufo参数。参数分析结果详见表1。

根据公式（2）得知，样本平均值应为正态分布估算的数学期望值，因而X与μ是一致的。通过表1分析发现，样本方差与样本估算后正态分布模型对应的方差也大概相同，二者误差未超出2%，说明正态分布属于样本数据近似分布规律。

表1 非重燃开关恢复电压测量值参数分析结果

1.3.2 假设验证

对非重燃开关恢复电压测量最大值Ufo划分的区间展开假设验证，得出计算结果见表2。

表2 非重燃开关恢复电压测量最大值假设验证计算结果

根据公式（4）计算出各区域中实际样本及假设分布的频数值为4.782，与之相对应的显著性水平下x2分布值为7.7。根据这一结果对比分析发现，验证结果低于x2分布值，因而说明样本数据与正态分布假设相一致。证实多次测量平均值即为各次测试结果数学期望这一假设是正确的，由此可得出，非重燃相开关恢复电压的最大测量值为27 kV。而后按照相同方法得出了单相重燃三相电容器对地电压最大值的区间频次的正态分析规律结论，通过多次测量平均取值后，得出其开关恢复电压最大值应为24 kV。这2个数值的选定，可为电容器选取提供依据，通过降低电容器损耗而使之使用寿命得长。根据这2组参数要求，关联电容器单相重燃击穿时，开关应具备较高的电压承受能力，或是通过开关恢复过电压抑制措施应用，防止开关出现重燃问题。

2 非晶合金材料的开关恢复过电压抑制器的设计及参数优化

2.1 非晶合金铁心变压器及电路仿真模型构建

非晶合金的组成结构当中，铁元素及硅元素的比例为8∶2，此材料磁感应度强度的饱和度较高，与硅钢片的铁损率更低，且磁导率更佳。非晶合金带材厚度仅有0.03 mm，相较于铁芯变压器而言，利用此材料制成的变电器空载损耗及空载电汉可分别降低80%与85%。由于放电线圈属于特殊变电器，因此，可根据磁路及电路相关参数的对偶关系构建变压器铁心及绕组漏感电路模型，并结合绕组、电阻等参数完成变压器电路模型构建。在磁路及电路对偶性原理支持下，可以电阻、非线性电感为基础进行放电线圈仿真模型的等效构建，以适宜的电阻值替代放电线圈电阻，而后将之串联在非线性电感之上，便可完成放电线圈电磁暂态模型的建方，进而对放电线圈中仿真电容器组的通过过程进行仿真分析。

2.2 影响放电线圈放电速度的因素分析

利用电路磁路法分析放电速度影响因素，分析过程中，将拐点、电压、电阻、电容、铁心截面积、铁心长度和绕组匝数7个指标中的一个进行调整，其他保持不变，得出了影响放电速度的具体因素。非晶合金材料放电线圈的规格均为FDR12//4.0-1W时，线圈绕组的内阻设定为6 Ω，绕阻匝数为1 520，根据所得出不同拐点数据为依据，通过条件改变进行放电线圈放电速度分析。

2.2.1 拐点差异的影响

电容设定为230 μF、电阻内阻为0 Ω，电压设定为17.32 kV时，低拐点放电线圈仅需20 ms便完成了放电，而大拐点放电线圈却需要30 ms，并且低拐点放电线圈的电流滞后时间相对较低，振荡首个负半波明显增大。

2.2.2 电容差异的影响

电容设定为230 μF时，13.42 kV电容器具备更大残压，且放电速度更快，说明而电容残压越高，放电线圈的放电速度越为快捷，且电流滞后时间更短，放电速度变化趋势更为显著。

2.2.3 绕组内阻差异的影响

电容设定为230 μF、电压设定为17.32 kV时，放电线圈绕阻内阻设定为20.5 Ω时，其放电速度明显慢于绕组内阻为5.5、7.5、10.5、15.5 Ω的放电线圈，说明绕组内阻变化则与放电速度呈反比，即大内阻时放电速度慢，且首个振荡负半波峰值会明显降低。且在内阻达到20 Ω时，阻尼震荡现象将会消失。

2.2.4 电容量差异的影响

电阻内阻为0 Ω，电压设定为17.32 kV时，电容量分别设定为120、230、270 μF，通过对比发现，电容量为120 μF时放电速度最快，并且首个负半波峰值也会同步增加。

2.2.5 线圈铁心截面积差异的影响

电容设定为230 μF、电阻内阻为0 Ω，电压设定为17.32 kV时，线圈铁心截面积设定为0.65 s时，比设定为1.2、0.85、0.75 s时的放电速度更快，说明放电线圈的放电速度与铁心截面积大小呈反比关系，但由于受到其他因素限制，降低截面积存在一定难度。

2.2.6 铁心长度差异的影响

铁心长度设定为1.5 L时，放电线圈的放电速度比铁心长度为0.8、1.2、1.35 L更快，并且首个负半波峰值更小。说明铁心长度与放电速度的长度呈反比关系。

2.2.7 绕阻匝数差异的影响

电容设定为230 μF、电阻内阻为0 Ω，电压设定为17.32 kV时，绕组匝数为1 150时，放电线圈的放电速度比绕阻匝数为1 750、1 520、1 400、1 300都要快，说明绕组匝数越小时，放电速度也会明显加快。

2.3 参数优化方法

2.3.1 调整绕组及匝数

绕组内阻增大可明显降低电路震荡时首个负半波峰值，然而也会导致放电速度降低，因而可通过调整绕组导线线径的方法降低首个负半波峰值。放电线圈为10 kV等级、电容器电容值230 μF时，不改变放电线圈尺寸的前提下，通过调整绕组及线圈匝数优化参数，在无电阻串入的优化情况下，有6种调整方案，详见表3。

表3 不同匝数及内阻参数优化方案

这几组方案应用时，匝数恒定时，内阻并不会对放电线圈放电速度产生明显影响，但匝数降低后，其放电速度可逐步加快。且大内阻放电线圈的首个负半波峰值更低，但通过调低匝数可使首个负半波峰值明显增加。通过各个方案应用时的放电速度及首个负半波峰值大小分析发现方案五及方案六的参数优化效果最佳，方案六可明显增大放电速度，然而首个震荡负半波峰值略高于方案五。在实际应用时，可结合具体要求对这2个方案进行优化选择，若无需大幅度调低首个震荡负半波峰值，则可通过绕组导线内径增大及内阻降低的方式达到放电速度显著提升的目的。

2.3.2 降低铁心截面积

放电线圈为10 kV等级、电容器电容值230 μF时，将放电线圈截面积降低25%后，再对绕组及匝数参数进行调整，无需串入内阻时，有7种调整方案，见表4。

表4 放电线圈截面积降低时参数优化方案

放电线圈铁心截面积降低后，其放电速度有所提升，在截面积不变时，匝数及内阻与放电速度之间的关系与上文探讨结果相同。但这几个方案应用对比发现，放电线圈铁心截面积降低后其首个震荡负半波的峰值会有所下降。综合来看，方案四、五、六优化效果较为理想，实际应用时，还需要将铁心自重、体积大小及成本纳入考量。参数优化时，应明确各因素之间的影响关系，进而得出最佳的优化方案。

3 开关恢复过电压抑制器现场试验及挂网试行结果分析

为验证以非晶合金材料作为放电线圈铁心的抑制器效果，在某市系统试验站展开了现场试验，并完成了相应时段的挂网试运行。现场时验时，应用了单组试验、背靠背2种接线方式，分别对5.1 Mvar、2.1 Mvar、8.3 Mvar与电容器组并联3种工况展开了开合试验。综合3组实验结果发现，相较于未接入抑制器的情况而言，接入抑制器后，电容器对地电压、电容器之间的电压及开关恢复电压均有明显下降，说明此种开关抑制器的应用使电容器残压得以快速释放，降低了开关过电压，且使开关重燃概率得到大幅下降。而后，通过并联电容器开关恢复过电压抑制器挂网试运行，进一步验证其在关联电容器组之间开关切除应用时的过电压抑制效果，在试验变电站4号电容器组间隔中接入了高压并联电容器开关恢复过电压抑制器，此电容器组原本的一次接线与二次接线方式均不变，于三相放电线圈两侧并联接入抑制器。通过3个月左右的试运行，配电网均未出现过电压现象，重燃开关现象得到了明显抑制。说明，基于非晶合金材料的高压并联电容器投切电压抑制器安全、有效，具有良好的应用价值。

4 结束语

电力系统运行中，保证电压稳定性十分重要，以往电力系统主要采用无功补偿装置维持电压稳定性，且以并联电容器的方法为主。但因用户端用电负荷不确定，为保证电压稳定需重复性进行并联电容器的投切，在高频次投切过程中会引发过电压问题。而本文通过非晶合金材料作为放电线圈铁心的方法设计了一款开关恢复过电压抑制器，通过现场试验及挂网试行证实此抑制器可有效抑制电网运行时的过电压问题，通过电容器组残压快速释放及过电压有效抑制，能够减少并联电容器开关重燃的发生率，且能降低电网故障率、增强电网运行的安全性与稳定性。