小容量发电机出口断路器及馈线断路器瞬态恢复电压仿真研究

张勇，刘渝根，胡振兴，齐春，宋兆非

(1.中国电力工程顾问集团公司西南电力设计院，成都市 610021;2.输配电装备及系统安全与新技术国家重点实验室(重庆大学)，重庆市 400044)



小容量发电机出口断路器及馈线断路器瞬态恢复电压仿真研究

张勇1，刘渝根2，胡振兴1，齐春1，宋兆非1

(1.中国电力工程顾问集团公司西南电力设计院，成都市 610021;2.输配电装备及系统安全与新技术国家重点实验室(重庆大学)，重庆市 400044)

国内外学者论证了大容量发电机出口装设发电机断路器(generator circuit breaker，GCB)的必要性，而对小容量(≤30 MW)发电机出口及发电厂内馈线是否也应装设GCB并没有进行深入研究。利用电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC计算分析了在开断条件最恶劣的三相短路故障情况下，12～30 MW小容量发电机出口断路器及馈线断路器的瞬态恢复电压(transient recovery voltage，TRV)，并从TRV上升率的角度出发，确定普通配电型断路器是否可以替代GCB安装在发电机出口及厂用电馈线处。计算结果表明，当发电机出线端及厂用电馈线中分别发生三相短路故障时，断路器TRV上升率均未超过0.34 kV/μs，普通配电型断路器可以替代GCB安装在小容量发电机出口及厂用电馈线处。

小容量发电机；馈线；普通配电型断路器；发电机断路器；三相短路故障；瞬态恢复电压

0 引 言

近年来，随着新能源技术的蓬勃发展，小容量发电机组(容量≤30 MW)也得到了广泛的应用。有关学者已论证了大容量发电机组出口装设发电机断路器(generator circuit breaker，GCB)的必要性[1-5]，但是对于小容量发电机组出口是否也应装设GCB并没有进行深入的研究，同时也没有说明连接在发电机母线段的厂用电馈线中采用普通配电型断路器是否安全可靠。

由于靠近发电机回路，发电机出口断路器及厂用电馈线断路器开断时瞬态恢复电压(transient recovery voltage，TRV)上升率较高[6-9]。GB/T 14824—2008规定：对于额定电压为12 kV的断路器，由系统源提供短路电流时，TRV上升率的标准值为3.5 kV/μs；由发电机源提供短路电流时，TRV上升率的标准值为1.6 kV/μs。普通配电型断路器仅能满足TRV上升率为0.34 kV/μs的情况，因此不适合安装在TRV上升率较高的发电机回路中。

因为技术和材料的改进，普通配电型断路器逐渐适应于开断条件更为苛刻的场合[10-11]。因此对于设计人员来说，一般采用改进的配电型断路器安装在发电机出口及厂用电馈线处。但是改进的配电型断路器在设计时仅考虑了断路器开断直流分量的能力，而没有考虑断路器开断后的瞬态恢复电压。而断路器的TRV上升率过大会影响到断路器的开断能力，从而导致断路器发生故障[12-14]。同样由于制造工艺和所采用材料的不同，导致发电机断路器和普通配电型断路器的价格相差很大：每台GCB价格为70万元，而每台配电型断路器价格仅为12万元。

从技术角度看，发电机出口及厂用电馈线中安装GCB更能确保系统安全可靠运行；从经济角度看，发电机出口及厂用电馈线中安装普通配电型断路器更为合理。因此本文对小容量(≤30 MW)发电机出口断路器和厂用电馈线断路器的瞬态恢复电压进行仿真研究，从TRV上升率的角度出发，确定在何种条件下普通配电型断路器可以替代GCB安装在发电机出口及厂用电馈线处。为设计人员及用户选择发电机出口断路器及厂用电馈线断路器提供参考，具有十分重大的工程意义。

1 仿真模型的建立

1.1 断路器模型

本文用非线性电阻来模拟馈线断路器的动态状况，即通过搭建控制系统控制非线性电阻值，来模拟断路器处于合闸、稳态燃弧、熄弧断开时的状态。

断路器处于合闸状态时，其主回路电阻很小[15]。上海通用电气开关有限公司提供的断路器产品说明书中表明：不同型号的断路器主回路电阻值为40～60 μΩ。为不失一般性，本文取为50 μΩ。

断路器在操动机构的作用下，动、静触头开始分离，此时两触头间产生稳态燃烧的电弧。文献[16]表明稳态燃弧阶段弧阻基本为恒定值，其大小与回路的振荡频率有关，阻值为0.5～5.0 Ω。为不失一般性，本文取为2 Ω。

电弧电流过零瞬间，外界电路向电弧提供的能量小于电弧散失的能量，从而进入熄弧阶段[17-19]。这个过程可以用Mayr-Schwarz模型描述：

(1)

式中：u(t)是电弧电压，V；i(t)是电弧电流，A；G是电弧电导，S；P0是电弧散热功率，W；τ是时间常数，s。

根据典型的12 kV断路器开断实验所获得的零区波形，利用最小函数法可计算出电弧模型中各参数的取值：α=0.14，β=0.30，τ=10 μs，P0=120 kW。

由式(1)可知，在熄弧阶段电弧电阻是非线性的。因此在仿真过程中，断路器可以用一个非线性电阻来等效代替，该非线性电阻的控制过程如图1所示。

图1 非线性电阻控制流程图Fig.1 Control flow chart of nonlinear resistor

1.2 同步发电机模型

在本文的仿真分析中，发电机采用的是PSCAD模型库中的同步发电机模型。该模型用诺顿电流源来等效代替同步发电机，利用发电机的额定电压实时计算三相电流，并注入外部网络。为计算方便，该模型首先把相坐标系下的三相电压转换成dq0坐标系下的dq轴绕组端电压，并通过dq轴等效电路及状态空间方程组，计算出dq0坐标系下的电流，并再次转换成相坐标系下的三相电流，进而注入外部网络，如图2所示。

图2 发电机模型原理图Fig.2 Schematic diagram of generator model

这个模型充分考虑了定子绕组、励磁绕组及阻尼绕组的暂态过程，适用于分析发电机机端或变压器外部故障及故障切除后的暂态过程。仿真模型中，不同容量的发电机参数如表1所示。

表1 不同容量发电机参数

Table 1 Parameters of generators with different capacities

1.3 系统模型

仿真模型是按照“同步发电机-发电机母线段-变压器-系统源”的接线形式建立的，其中发电机母线段上带有3条厂用电馈线。

图3 仿真模型图Fig.3 Simulation model

图3中CB表示发电机出口断路器；电缆型号为ZR-YJV22-12/20 kV-3×240 mm2；CB1、CB2、CB3分别表示3条馈线断路器；降压变压器为Δ-Y接线方式，变比为10.5±2×2.5%/0.4 kV；分别用电阻和电感来模拟等效厂用电馈线所带负荷的有功功率和无功功率；升压变压器为Δ-Y接线方式，变比为121±8×1.25%/10.5 kV；110 kV系统源用一个理想电压源串联电感的形式进行等效，该电感的计算公式如下：

(2)

式中：Ubase表示系统源的基准电压， kV；Psc表示系统源的短路容量， MW；f为电源频率，Hz。

通过比较发电机出口及厂用电馈线中发生单相接地故障、两相短路故障、三相短路故障等不同故障情况下的计算结果，发现系统中发生三相短路故障时，断路器开断条件最为恶劣。因此本文主要阐述发电机出线端及馈线中发生三相短路故障时，馈线断路器的瞬态恢复电压，其中故障位置如图3中虚线接地部分所示。

仿真模型中设定馈线在0.237 s发生三相短路故障，在继电保护及断路器操动机构动作后，0.302 s时断路器两触头间出现电弧。

2 馈线断路器TRV仿真分析

2.1 发电机容量为12 MW时馈线断路器TRV仿真分析

以12 MW发电机为例，当馈线1中发生三相短路故障时，三相短路电流及出现在断路器断口间的TRV波形如图4和5所示。

图4 三相短路电流波形Fig.4 Three-phase short-circuit current waveform

图5 断路器断口间的TRV波形Fig.5 TRV waveform at circuit breaker fracture

图4表明，三相短路电流的最大值为29.88 kA，无电流延迟过零点状况。通过对其傅里叶变换可知，短路电流的交流分量有效值为18.32 kA，直流分量百分数为22%。在本文的研究中，当发电机容量不同时(≤30 MW)，在馈线发生三相短路故障后，短路电流的交流分量有效值最大为29.97 kA、直流分量百分数最大为29%。而普通配电型断路器能够开断40 kA、直流分量百分数为35%的短路电流，但其TRV上升率参数仅为0.34 kV/μs。因此本文在对馈线断路器的选型中，对断路器开断短路电流的能力不再赘叙，而着重从TRV上升率的角度出发确定馈线断路器安装普通配电型断路器是否安全可靠。

由于B相断路器电流最先过零使其电弧熄灭，故B相是首开相，其断口间最先出现瞬态恢复电压；A、C两相断路器电弧电流同时过零，同时开断，其断口间同时出现瞬态恢复电压，且出现的时间滞后B相5 ms。三相断路器断口间的瞬态恢复电压经过2～3 ms的衰减振荡后，过渡到幅值为7.87 kV的工频恢复电压。改变故障发生的时间，使A、C相分别作为首开相，得到的仿真结果与上述情况类似。

对三相断路器断口间的TRV波形进行分析计算后，可得到如表2所示的计算结果。B相断路器TRV波形中的峰值电压及上升率最大，A、C两相断路器TRV波形中的峰值电压及上升率相接近且略低于首开相断路器TRV波形中的峰值电压及上升率；首开相断路器TRV波形的等值频率要低于随后断开的A、C两相断路器TRV波形的等值频率。这是因为当B相断路器开断后，电路中的拓扑结构发生了改变，从而导致首开相和随后开断的两相断路器TRV波形的峰值电压、参考时间、上升率、等值频率等参数不同。由于首开相断路器TRV上升率最大，最难开断，因此在后续的研究中均以首开相为例进行说明。

表2 三相断路器瞬态恢复电压计算结果

Table 2 TRV calculation results of three-phase circuit breaker

注：表中Uc表示TRV的峰值电压，t3表示TRV的参考时间，Uc/t3表示TRV的上升率，f表示TRV的等值频率。

表2的计算结果表明，三相断路器TRV上升率最大值为0.169 kV/μs(首开相)，要低于额定电压为12 kV的普通配电型交流断路器TRV上升率的限值0.34 kV/μs。因此在“同步发电机-发电机母线段-变压器-系统源”的主接线形式下，当发电机容量为12 MW且馈线1中发生三相短路故障后，普通配电型断路器可以顺利开断此种工况条件下的短路故障而不发生重燃现象。即馈线1断路器可以采用普通配电型断路器。

由于馈线2、馈线3的电气结构与馈线1的电气结构相同，因此当馈线2或馈线3中发生三相短路故障时，其短路电流及断路器断口间的瞬态恢复电压均与馈线1中短路电流及断路器断口间的瞬态恢复电压相类似，此处就不再赘叙。因此馈线2断路器及馈线3断路器也可以采用普通配电型断路器。

2.2 发电机容量对馈线断路器TRV的影响分析

当发电机容量为15，18，20，22，30 MW时，分别对馈线断路器的瞬态恢复电压进行仿真分析，其TRV波形参数计算结果如表3所示。从2.1节的分析结果可知，首开相断路器TRV上升率最大，最难开断。因此本节在对馈线断路器瞬态恢复电压的仿真研究中，均以首开相为例进行说明。

表3 发电机容量不同时断路器瞬态恢复电压计算结果

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

注：S表示发电机的容量。

表3表明，当馈线1中发生三相短路故障时，随着发电机容量的增大，首开相断路器断口间TRV参考时间急剧减小，TRV上升率随之增大。利用编制的matlab程序，绘制出馈线断路器TRV上升率随发电机容量变化的曲线，如图6所示。

图6 TRV上升率与发电机容量之间的关系曲线Fig.6 Relationship between TRV rising rate and generator capacity

由图6可知，随着发电机容量的增大，TRV上升率也随之增大，当发电机容量为12～30 MW时，TRV上升率最大值为0.266 6 kV/μs，没有超过普通配电型断路器TRV上升率的限值0.34 kV/μs。即在“同步发电机-发电机母线段-变压器-系统源”的主接线形式下，当发电机容量为12～30 MW且馈线1中发生三相短路故障后，普通配电型断路器可以顺利开断此种工况条件下的短路故障而不发生重燃现象，此时厂用电馈线断路器可以采用普通配电型断路器。

3 发电机出口断路器TRV仿真分析

3.1 12 MW发电机出口断路器TRV仿真分析

以12 MW发电机为例，当发电机出线端发生三相短路故障时，三相短路电流及出现在断路器断口间的TRV波形如图7、8所示。

图7 三相短路电流波形Fig.7 Three-phase short-circuit current waveform

图8 断路器断口间的TRV波形Fig.8 TRV waveform at circuit breaker fracture

由图7可知，三相短路电流的最大值为13.135 kA，无电流延迟过零点状况。通过对其傅里叶变换可知，短路电流的交流分量有效值为8.78 kA，直流分量百分数为23%。在本文的研究中，当发电机容量不同时(≤30 MW)，在发电机出线端发生三相短路故障后，短路电流的交流分量有效值最大为16.82 kA、直流分量百分数最大为29%。而普通配电型断路器能够开断40 kA、直流分量百分数为35%的短路电流，但其TRV上升率参数仅为0.34 kV/μs。因此本文在对发电机出口断路器的选型中，对断路器开断短路电流的能力不再赘叙，而着重从TRV上升率的角度出发确定发电机出口断路器安装普通配电型断路器是否安全可靠。

对三相断路器断口间的TRV波形进行分析计算，计算结果如表4所示。三相断路器TRV上升率最大值为0.122 kV/μs(首开相)，要低于额定电压为12 kV的配电型交流断路器TRV上升率的限值0.34 kV/μs。因此在“同步发电机-发电机母线段-变压器-系统源”的主接线形式下，当12 MW发电机出线端发生三相短路故障后，普通配电型断路器可以顺利开断此种工况条件下的短路故障而不发生重燃现象，即发电机出口断路器可以采用普通配电型断路器。

表4 三相断路器瞬态恢复电压计算结果

Table 4 TRV calculation results of three-phase circuit breaker

3.2 发电机容量对断路器TRV的影响

当发电机容量为15，18，20，22，30 MW时，分别对发电机出口断路器的瞬态恢复电压进行仿真分析，其TRV波形参数计算结果如表5所示。从3.1小节的分析结果可知，首开相断路器TRV上升率最大，最难开断。因此本小节在对馈线断路器瞬态恢复电压的仿真研究中，均以首开相为例进行说明。

表5 发电机容量不同时断路器瞬态恢复电压计算结果

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

由表5可知，当发电机出线端发生三相短路故障时，随着发电机容量的增大，首开相断路器断口间TRV参考时间急剧减小，TRV上升率随之增大。当发电机容量为12～30 MW时，TRV上升率最大值为0.1981 kV/μs，没有超过普通配电型断路器TRV上升率的限值0.34 kV/μs。即在“同步发电机-发电机母线段-变压器-系统源”的主接线形式下，当发电机出线端发生三相短路故障后，普通配电型断路器可以顺利开断此种工况条件下的短路故障而不发生重燃现象。因此小容量(≤30 MW)发电机出口断路器可以采用普通配电型断路器。

4 结 论

(1)在“同步发电机-发电机母线段-变压器-系统源”的主接线形式下，随着发电机容量的增大，馈线断路器TRV上升率也随之增大。当发电机容量在30 MW以下时，馈线断路器TRV上升率最大值为0.266 6 kV/μs，没有超过0.34 kV/μs，厂用电馈线断路器可以采用普通配电型断路器。

(2)在“同步发电机-发电机母线段-变压器-系统源”的主接线形式下，随着发电机容量的增大，发电机出口断路器TRV上升率也随之增大。当发电机容量在30 MW以下时，发电机出口断路器TRV上升率最大值为0.1981 kV/μs，没有超过0.34 kV/μs，发电机出口断路器可以采用普通配电型断路器。

[1]张爽.大容量发电机出口断路器选择[J].高压电器，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]陈尚发.大容量发电机出口断路器在我国的制造和应用问题[J].电力设备，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]梅强.大容量发电机出口断路器的选择[J].华东电力，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]阮伟.大型单元式机组装设发电机出口断路器(GCB)优劣性之比较[J].电气应用，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]娄素华， 尹项根，陈德树.发电机机端装设断路器探讨和仿真研究[J].电力自动化设备，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]刘春凤.小容量发电机出口保护用真空断路器的选择[J].电气技术，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]徐国政， 张节容，钱家骊.高压断路器原理和应用[M].北京: 清华大学出版社，2000.

[9]刘洪顺， 李庆民，娄杰，等.电感型 FCL 对断路器恢复电压上升率的影响[J].电工技术学报，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 高压交流断路器 [S].北京：中国标准出版社，2003.

[11]GB/T 14824—2008 高压交流发电机断路器[S].北京：中国标准出版社，2008.

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

[13]张万荣， 赵伯楠，苟锐锋.发电机出口真空断路器瞬态恢复电压的研究[J].高压电器，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]赵力楠.一种高压交流发电机用卧式真空断路器[P].中国专利：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.动态电弧模型下特快速瞬态过电压特性的计算与分析[J].中国电机工程学报，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]黄绍平， 杨青，李靖.基于MATLAB的电弧模型仿真[J].电力系统及其自动化学报，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.

(编辑：张小飞)

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

国家创新研究群体基金(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

张勇(1983)，男，工学学士，工程师，主要从事发电厂电气设计工作；

刘渝根(1963)，男，硕士，教授，主要从事电力系统过电压与接地技术的研究工作；

胡振兴(1980)，男，工学学士，高工，主要从事发电厂电气设计工作；

齐春(1963)，男，工学学士，教授级高工，主要从事发电厂电气设计工作；

宋兆非(1988)，男，工学学士，助理工程师，主要从事发电厂电气设计工作。