張 超 ，王 晨 ，莊勁武 ，徐國順

（1.海軍工程大學 電氣工程學院，湖北 武漢 430033；2.華中科技大學 電氣與電子工程學院，湖北 武漢 430074）

0 引言

隨著船舶電力系統(tǒng)容量的不斷增大，短路電流水平也日益提高，現(xiàn)有斷路器、熔斷器的極限分斷能力不足，且動作時間較長，難以滿足短路故障快速限流分斷的要求［1-2］。在電網(wǎng)中裝設新型故障限流裝置是解決該類問題的理想方案［3-4］，混合型限流技術是很有前途的發(fā)展方向，其將不同限流技術相結合形成性能更優(yōu)的限流裝置，如混合型超導限流器［5-7］、混合型限流斷路器［8-10］、混合型限流熔斷器［11-14］等。其中，混合型限流熔斷器將爆炸開斷技術與快速熔斷器技術相結合，是目前商用化應用最廣泛的限流保護技術之一。根據(jù)故障檢測方式的不同，混合型限流熔斷器可分為電子測控式限流熔斷器和電弧觸發(fā)式限流熔斷器2種。

電子測控式限流熔斷器和電弧觸發(fā)式限流熔斷器的主要區(qū)別在于：電子測控式限流熔斷器是通過電流傳感器檢測電流的幅值或變化率作為故障判據(jù)來觸發(fā)開斷器分斷［11］；而電弧觸發(fā)式限流熔斷器采用了電弧觸發(fā)器取代電流傳感器和控制單元，直接利用短路電流的熱效應作為檢測觸發(fā)條件，因此具有可靠性高、不需外接電源等優(yōu)點［12-13］。然而無論是電子測控式限流熔斷器還是電弧觸發(fā)式限流熔斷器，它們的高速開斷器都是依靠炸藥爆炸產(chǎn)生的沖擊力來進行驅(qū)動，使開斷器快速分斷并將電流轉(zhuǎn)移到滅弧熔斷器上。而采用炸藥驅(qū)動的局限性在于：炸藥壽命有限，會隨使用時間的增長而逐漸分解失效；炸藥等火工品的價格昂貴，每次動作后需要更換，經(jīng)濟性差；對環(huán)境溫度要求苛刻［14］。因此，需要考慮能夠替代炸藥驅(qū)動開斷器的其他新型快速驅(qū)動的開斷器方案。

1972年S.Basu等提出了一種電磁斥力機構方案［15］，其利用脈沖放電電流通過盤狀線圈，在附近銅盤中感應出較大渦流，并產(chǎn)生斥力作用，從而推動機構快速動作。電磁斥力機構機械延遲時間短，初始運動速度快，特別適合作為快速驅(qū)動機構。此后，日本、瑞士、荷蘭、韓國等國都開展了電磁斥力機構的研究［16-19］，國內(nèi)大連理工大學、山東大學、華中科技大學、西安交通大學、海軍工程大學等也開展了相關研究，并取得了大量成果［20-24］。目前主要的應用方案都是將電磁斥力技術應用于快速斷路器的操作機構中，短路發(fā)生時驅(qū)動觸頭快速分斷，其他應用方案并不多見。

本文在前期電磁斥力技術和電弧觸發(fā)式限流熔斷器的研究基礎上，將電磁斥力技術應用于限流熔斷器的開斷器中，設計了一種采用電磁斥力技術來分斷銀片的新型開斷器方案，針對船舶直流電力系統(tǒng)，開展了額定直流640 V/2 kA限流熔斷器的設計和限流特性試驗。在考慮短路分斷特性和溫升特性要求的基礎上，推導了樣機關鍵性能指標的解析計算式，得到了各組件的參數(shù)設計原則。樣機的限流特性試驗表明：整機工作的可靠性和限流性能滿足了系統(tǒng)設計要求，并驗證了本文提出的參數(shù)設計方法的正確性。

1 新型限流熔斷器方案

新型限流熔斷器方案如圖1（a）所示，主要由電弧觸發(fā)器、電磁斥力開斷器和滅弧熔斷器三部分構成。電弧觸發(fā)器由2根銅排和焊接在兩者之間的銀片組成。新型電磁斥力開斷器由2根銅排和焊接在兩者之間的銀片、絕緣窄縫滅弧室、絕緣柵片、斥力盤和斥力驅(qū)動電路組成［25］。 圖1（b）為限流熔斷器換流過程等效電路圖，圖中，Ra為電弧觸發(fā)器電阻；Rb為開斷器電阻；R2為滅弧熔斷器支路電阻；Ua為電弧觸發(fā)器熔斷后的電弧電壓；L1為電弧觸發(fā)器和開斷器串聯(lián)后的支路電感；L2為滅弧熔斷器支路電感。

圖1 基于電磁斥力開斷器的限流熔斷器方案Fig.1 CLF based on electromagnetic repulsion isolator

新型限流熔斷器工作原理是：正常工作時，電流主要從電弧觸發(fā)器及開斷器上流過，滅弧熔斷器有少量電流流過。電弧觸發(fā)器是一個帶有狹頸的熔體導電部件，正常工作時，大額定電流流過電弧觸發(fā)器，其熔體狹頸處的熱量可以通過相鄰的金屬帶傳導出去。發(fā)生短路時，狹頸處的發(fā)熱量來不及傳導，溫度迅速上升而使熔體狹頸熔斷起?。?6］。限流熔斷器短路分斷過程示意圖如圖2所示。短路發(fā)生后，電弧觸發(fā)器在t0時刻熔斷起弧，電流i1將立即向滅弧熔斷器上轉(zhuǎn)移，同時由脈沖變壓器向VT0發(fā)觸發(fā)信號，由于絕緣柵片頂斷開斷器中的銀片需要經(jīng)過td動作延遲時間，即當t2時刻柵片頂斷銀片時，電流i1經(jīng)過tc的換流時間已經(jīng)全部或大部分轉(zhuǎn)移到滅弧熔斷器上，因此開斷器中銀片分斷時所形成的燃弧能量極小。然后柵片繼續(xù)向上運動并形成足夠的開距，tp時刻滅弧熔斷器熔斷起弧產(chǎn)生過電壓，峰值為Up，此電壓加載到開斷器兩端，如果開斷器內(nèi)部介質(zhì)恢復絕緣，則可以承受該過電壓，tz為開斷器電流過零后的介質(zhì)恢復時間。

圖2 限流熔斷器分斷過程的電流、電壓示意圖Fig.2 Schematic diagram of CLF current and voltage during disconnection

該方案又稱為觸發(fā)器內(nèi)置方案，與文獻［21-23］將觸發(fā)器置于并聯(lián)支路外部的觸發(fā)器外置方案相比，該方案主要優(yōu)點是開斷器換流時刻早、換流時間短、燃弧能量小和介質(zhì)恢復特性好。觸發(fā)器內(nèi)置方案的唯一不足是增加了開斷器支路的電阻，從而增大了正常通流時流過滅弧熔斷器的電流，可通過參數(shù)優(yōu)化減小其影響。

船舶直流電力系統(tǒng)對限流熔斷器樣機提出的設計指標要求如表1所示。

表1 限流熔斷器樣機設計指標Table1 Design specifications of CLF

2 樣機的參數(shù)設計及限流特性分析

2.1 參數(shù)設計方法

進行限流熔斷器參數(shù)設計時需要考慮裝置的短路分斷特性和溫升特性的要求，短路分斷特性主要是電弧觸發(fā)器、開斷器和滅弧熔斷器三者動作特性的配合關系設計，溫升特性主要是電弧觸發(fā)器、開斷器和滅弧熔斷器電阻的設計。根據(jù)表1的系統(tǒng)要求，性能指標設計時的具體約束條件如下：

a.分斷最大短路電流時，整機的起弧分斷時間tp小于5 ms，短路限流峰值Ip小于30 kA；

b.電弧觸發(fā)器和滅弧熔斷器的換流時間tc應盡量短，使其小于開斷器的動作延遲時間td，以便開斷器在換流結束后再分斷，減小其燃弧能量；

c.開斷器的介質(zhì)恢復時間tz要足夠，根據(jù)前期介質(zhì)恢復試驗結果，開斷器電流過零后需要預留100 μs以上介質(zhì)恢復時間才能承受1.5 kV過電壓；

d.整機的電阻R應小于40 μΩ，即發(fā)熱功率小于160 W，以滿足2000 A通流溫升小于70 K要求。

由以上約束條件可得：

其中，R1=Ra+Rb；td可看作恒定值，約為 200～300 μs。

下面對式（1）中性能指標 tp、Ip、tc、t0、tz的解析式進行推導。

假設短路電流i從0開始按恒定上升率di/dt持續(xù)增長，則可以推導得到觸發(fā)器的動作時間t0：

其中，Q1為電弧觸發(fā)器的弧前值，I1為 i1有效值。

在電弧觸發(fā)器和滅弧熔斷器換流過程中：

由式（3）可推得：

則電弧觸發(fā)器和滅弧熔斷器的換流時間為：

由式（6）可以得到tp的解析式：

由式（7）可進一步得到Ip、tz的解析式。此時式（1）中各性能指標的解析式都已得到，通過式（1）可以檢驗限流熔斷器中各組件參數(shù)設計是否能滿足約束條件。 同時，從 tp、Ip、tc、t0、tz的解析式并結合式（1）可以得到各組件參數(shù)設計原則：

a.為了減小t0使裝置快速動作，應盡量減小Q1和L1；

b.為了減小 tc以使 tc＜td，應盡量減小 t0和 L2，增大Ua；

c.為了減小tp、Ip以增強裝置限流效果，應盡量減小 Q1、Q2、Ua、L1；

d.為了增加tz以增強關斷的可靠性，應盡量增大Q2、Ua，減小 L1；

e.為了減小 R，應盡量減小 Ra、Rb、R2。

設計原則c、d對部分參數(shù)的要求有矛盾，但考慮到關斷可靠性比限流效果更為重要，因此設計時應優(yōu)先考慮原則d對參數(shù)的要求。綜上所述，對限流熔斷器中各組件參數(shù)進行了設計，具體數(shù)值如表2所示。

表2 限流熔斷器各組件參數(shù)設計值Table 2 Design parameters of CLF components

2.2 限流特性計算和分析

在表2設計參數(shù)基礎上，利用前文得到的性能指標計算方法，可以計算得到圖3所示的樣機限流特性。其中，電源設為直流640V蓄電池，線路電阻12.8mΩ，即預期短路電流峰值保持為50 kA，通過改變線路電感取值，調(diào)節(jié)不同的短路電流上升率di/dt，作出不同di/dt下的限流特性。

圖3 預期短路電流為50 kA時的限流特性Fig.3 Current-limiting characteristics when expected short circuit current is 50 kA

圖3中3條曲線分別是不同di/dt下的短路限流峰值Ip、整機起弧分斷時間tp以及介質(zhì)恢復時間tz曲線。由圖3可知，介質(zhì)恢復時間tz隨著di/dt的增大而減小，當 di/dt為 8.3 A /μs時，tz為 170 μs，滿足大于100 μs的設計要求；起弧分斷時間tp隨著di/dt的增大而減小，當 di/dt大于 6.5 A /μs時，tp將小于5 ms，當 di/dt為 8.3 A /μs時，tp為 4.3 ms；短路限流峰值 Ip隨著 di/dt的增大而增大，當 di/dt為 8.3A /μs時，Ip為25.3kA，滿足系統(tǒng)對限流熔斷器的指標要求。

3 樣機的短路限流試驗

設計了如圖4所示的新方案樣機的短路限流試驗電路，采用180 mF電容C1替代蓄電池組作為試驗電源，預先充電至900 V，線路電感L1=108 μH、線路電阻11 mΩ，通過控制VT1導通使C1放電，來模擬電流上升率為8.3 A/μs的短路電流。樣機由電弧觸發(fā)器串聯(lián)電磁斥力開斷器再并聯(lián)滅弧熔斷器并聯(lián)組成，樣機參數(shù)取表2的設計參數(shù)。試驗測量了流過樣機的總電流i、支路電流i1和i2、限流熔斷器兩端電壓u和電弧觸發(fā)器兩端電壓ua。試驗中在樣機兩端還并聯(lián)了一個保護用晶閘管VT2，其作用是在短路試驗開始后一定時間觸發(fā)其導通，將短路電流轉(zhuǎn)移到VT2上，防止發(fā)生樣機分斷失敗時流過開斷器的能量過大將樣機損毀。

圖4 短路限流試驗電路示意圖Fig.4 Test circuit of short circuit current limiting

按照前文所述的試驗條件進行一次短路限流試驗，采用的分流器和陣列式霍爾電流傳感器測量誤差均不超過1%。試驗開始后5 ms時觸發(fā)VT2導通，波形如圖5所示。

圖5 樣機的短路限流試驗波形Fig.5 Experimental waveforms of short circuit current limiting test for prototype

從試驗波形知，短路電流i的上升率為8.3A/μs，電弧觸發(fā)器和滅弧熔斷器兩支路的分流比接近1∶1。電弧觸發(fā)器在3.66 ms時熔斷起弧，弧壓ua約25 V，觸發(fā)器上的12 kA電流開始向滅弧熔斷器上轉(zhuǎn)移，換流時間約300μs，電弧觸發(fā)器電壓在3.89 ms變負，說明開斷器經(jīng)過230 μs動作時間分斷了。開斷器支路電流i1過零后又經(jīng)過150 μs的介質(zhì)恢復時間，滅弧熔斷器在4.15 ms時熔斷起弧，電流在4.4 ms時到達峰值25.5 kA，同時電壓峰值為1300 V，開斷器未被該過電壓擊穿，說明其介質(zhì)恢復良好。換流晶閘管VT2在5 ms時導通分流，將19 kA換流到VT2上，起到保護限流熔斷器樣機的作用。短路限流的試驗結果也驗證了2.2節(jié)中Ip、tp計算結果的準確性。

4 樣機優(yōu)化設計及試驗

通過圖5試驗結果表明開斷器具有較好的介質(zhì)恢復特性，但150 μs介質(zhì)恢復時間所留的裕量偏小，存在擊穿的隱患。根據(jù)2.1節(jié)中設計原則，考慮將觸發(fā)器支路的連線盡量縮短，以減小觸發(fā)器支路的電感L1，使觸發(fā)器支路的分流比提高。這樣一方面可以使觸發(fā)器動作時間t0減小，更快觸發(fā)熔斷，向開斷器發(fā)出分斷信號；另一方面可以使滅弧熔斷器支路分流比降低，使其起弧時刻tp后移，增加介質(zhì)恢復時間tz，從而提高整機工作的可靠性。改進后的電感L1減小為 0.05 μH。

觸發(fā)器支路的電感L1由0.2 μH改為0.05 μH，利用前文的性能指標計算方法，可以計算得到圖6所示的改進樣機的限流特性。由圖6可知，當di/dt為8.3 A /μs 時，tz為 620 μs，tp為 3.5 ms，Ip為 22 kA，介質(zhì)恢復時間tz明顯提高，Ip、tp明顯減小。

圖6 預期短路電流為50 kA時，改進樣機的限流特性Fig.6 Current-limiting characteristics of improved prototype when expected short circuit current is 50 kA

進行了一次和圖4相同短路試驗參數(shù)下的改進后樣機限流試驗，試驗中去掉了保護用的并聯(lián)晶閘管VT2，得到的波形如圖7所示。短路電流i的上升率為8.3 A/μs，由于觸發(fā)器支路電感減小，因此觸發(fā)器在2.3 ms時就熔斷起弧，弧壓ua約25 V，電流開始向滅弧熔斷器上轉(zhuǎn)移，換流時間約210 μs，電弧觸發(fā)器電壓在2.6 ms變負，說明開斷器經(jīng)過290 μs時間分斷了，在2.7 ms時換流結束。再經(jīng)過600 μs介質(zhì)恢復時間時間后，滅弧熔斷器在3.3 ms時熔斷起弧，電流峰值22.2 kA，電壓峰值1450 V。樣機電流過零后兩端電壓為650 V，滿足額定電壓640 V要求。

圖7 改進樣機的短路限流試驗波形Fig.7 Experimental waveforms of short circuit current limiting test for improved prototype

試驗結果表明，通過減小電弧觸發(fā)器和開斷器串聯(lián)支路電感，觸發(fā)器起弧時刻提前，且介質(zhì)恢復時間明顯增長，限流峰值和整機起弧分斷時間減小，驗證了2.1節(jié)中設計原則的正確性。所研制的基于電磁斥力開斷器的新型限流熔斷器成功實現(xiàn)了限流分斷，限流性能指標滿足項目設計要求。

5 結論

本文提出了一種基于電磁斥力開斷器的限流熔斷器方案及其參數(shù)設計原則，開展了額定直流640V/2000 A樣機限流特性的計算與試驗驗證，得到了以下主要結論。

a.在限流熔斷器設計中，應綜合考慮以下設計原則：為了減小t0使裝置快速動作，應盡量減小Q1和L1；為了減小 tc，應盡量減小 t0和 L2，增大 Ua；為了減小 tp、Ip以增強裝置限流效果，應盡量減小 Q1、Q2、Ua、L1；為了增加tz以增強關斷的可靠性，應盡量增大Q2、Ua，減小 L1。

b.限流熔斷器介質(zhì)恢復時間tz隨著di/dt的增大而減小，tp隨著 di/dt的增大而減小，Ip隨著 di/dt的增大而增大。試驗結果表明開斷器的動作時間為200～300 μs，開斷器經(jīng)過 150 μs的介質(zhì)恢復時間可以承受熔斷器起弧產(chǎn)生的1300 V過電壓。

c.經(jīng)過減小電感L1后的改進樣機，在di/dt為8.3 A/μs時，觸發(fā)器經(jīng)過2.3 ms可以熔斷起弧，換流時間約 210 μs，經(jīng)過 600 μs 介質(zhì)恢復時間后，滅弧熔斷器熔斷起弧，電流峰值22.2 kA，整機可靠性和限流性能明顯提高，滿足了系統(tǒng)設計要求，并驗證了本文提出的參數(shù)設計原則。