-
摘要:[目的] 海上平台电源多以分布式的形式进行电力组网，该种组网方式成本高、经济效应差。柔性直流输电技术不需要交流电网提供换相电流，使得柔性直流输电具有对有功功率和无功功率进行同时控制的能力，并且不需要配置大量补偿设备，较好地解决了海上平台输电问题。[方法] 基于柔性直流输电技术的特点及接线型式，研究了直流控制的配置，分析了常见的直流故障特性，并展开了直流保护配置的研究。[结果] 给出了直流控制系统的配置原则及方案，以及直流保护的配置原则及方案。[结论] 研究成果为该技术在相关工程的应用推广提供了参考。Abstract:[Introduction] The power grid is usually formed in the type of distribution. This type of grid has high cost and poor economic effect. The VSC-HVDC technology does not require alternating phase current in the AC power grid, and the VSC-HVDC has the ability to control both active and reactive power. Besides, there is no need to configure a large amount of compensation equipment. So it can solve the problems for offshore platform.[Method] Based on the characteristics of VSC-HVDC technology and connection type, this article studied the DC control configuration, analyzed common DC fault characteristics and the DC protection configuration.[Result] The configuration principle and scheme of DC control system, the configuration principle and scheme of DC protection is given.[Conclusion] This work provides some guidance for the application of the technology in the related engineering.
-
Keywords:
- offshore platform /
- VSC-HVDC /
- DC control /
- DC protection
-
0. 引 言
失超保护系统是中国聚变工程实验堆（CFETR）磁体电源系统中的重要组成部分，一般由主回路开关、转移支路开关、后备保护开关以及消耗能量的移能电阻等设备构成，图1显示失超保护单元基本原理结构。超导磁体正常工作时，主回路导通，转移支路断开。一旦控制系统接收到超导磁体发生失超故障或系统其他故障保护信号，旁路开关打开断开主回路，闭合换流开关，主回路上电流迅速向转移支路换流。待旁路开关完全恢复阻断电压性能，断开换流开关，电流再次换流到移能电阻上，进而消耗磁体中的巨大能量。此外，设置与主回路开关串联的后备保护开关，以确保在旁路开关或换流开关开断失效时，后备保护开关动作迅速断开回路，将磁体能量迅速转移并消耗在移能电阻上。
当前国际上聚变装置磁体电源的失超保护系统各有特点，主要区别在于采用的直流开关的种类以及直流开断方案的不同。通常直流开关主要分为机械开关、固态开关、混合式开关，其换流开断方案一般有直接开断型[1-2]、电容放电人工过零换流型[3-9]、全控混合式开断方案型[10-13]。其中，混合式开关结合了通态损耗低、快速无弧分断的优点，是当前直流开关研究的热点。而全控型半导体器件关断可控，不需要额外的过零电路和辅助充电设备，因此基于全控器件的混合式开关是未来的发展趋势[14]。
本文主要描述CFETR磁体电源失超保护系统的设计概况，主要从系统需求、系统总体设计方面介绍当前研究与设计现状，为实际工程制造和测试以及工程应用提供理论依据和基础。
1. 系统设计参数
超导磁体失超保护单元主要分为纵场线圈（TF）失超保护单元和极向场/中心螺管线圈（PF/CS）失超保护单元。其中，纵场磁体电感26.742 H，由16个线圈串联，每个线圈储能8.52 GJ，总储能136.37 GJ。考虑将2个线圈串联构成1组，共用一个失超保护快速放电单元，一共8个失超保护单元，其设计参数要求如表1所示。
表 1 TF失超保护单元设计参数Table 1. Design parameters of TF quench protection unit设计参数 数值 额定开断电压/kV （DC） 20 额定绝缘水平/kV （AC） 24 额定电流/kA （DC） 100 最大短路电流（100 ms）/kA （DC） 450 磁体储能（单开关/单线圈）/GJ 17.04/8.52 泄能时磁体两端允许的最高电压/kV （DC） 20 放电电阻阻值（单开关）/Ω 0.2 热点温度限定条件（I2t）/（A2·s） 9.6×1010 失超动作时间（包含从检测到失超动作）/s 2 开关开断时间/ms ≤600 失超退磁时间（电流到0）/s 100 放电时间常数/s 17 失超保护单元数量/组 8 免维护运行寿命/次 ≥ 50 设计寿命/a 20 系统故障率 10−5 PF由7个磁体线圈组成，CS由8个磁体线圈构成，表2为PF/CS失超保护单元的设计参数。
表 2 PF/CS失超保护单元统一设计参数Table 2. Design parameters of PF/CS quench protection unit设计参数 数值 额定开断电压（PF/CS）/kV （DC） 12/15 额定绝缘水平（PF/CS）/kV （AC） 24 额定电流/kA （DC） 45 最大短路电流（100 ms）/kA （DC） 400 泄能时磁体两端允许的最高电压/kV （DC） 15 放电电阻阻值（PF/CS）/Ω 0.267/0.25 失超动作时间（包含从检测到失超动作）/s 1.5 开关开断时间/ms ≤ 500 失超保护单元数量/组 15 免维护运行寿命/次 ≥ 50 设计寿命/a 20 2. 系统总体设计方案一——人工过零关断机械开关设计方案[15-16]
此方案为首选方案，优点是成本低、占地少、技术相对成熟且可行性高；主要缺点是不同电流下人工过零关断的技术失效风险相对稍高，真空开关的电气寿命较短，需要经常检查和维护。其拓扑结构如图2所示，真空开关并联在机械旁路开关两端，电容器与双向晶闸管拓扑构成人工过零放电回路，后备保护开关采用爆炸开关，与机械旁路开关串联，移能电阻并联在旁路开关和爆炸开关串联而成的支路两端。电容器需要预先储能，在晶闸管控制导通后和电抗器形成谐振回路，产生所需的放电电流并在真空开关的灭弧室内形成人工过零点，从而顺利分断真空开关。
![图 2 人工过零关断型失超保护开关单元拓扑结构图]()
图 2 人工过零关断型失超保护开关单元拓扑结构图Figure 2. Topological structure diagram of artificial current zero-crossing quench protection switch unit基本动作逻辑如下：
1）系统正常工作时，旁路开关（BPS：Bypass Switch）和真空开关（VCB：Vacuum Circuit Breaker）闭合，由于VCB的阻抗较大，系统负载电流主要从旁路开关BPS支路流通。
2）当检测到发生失超时，BPS断开，并产生电弧，在弧压作用下，BPS支路电流迅速减小并全部转移至VCB支路。
3）当电流完全转移到VCB时，开始触发VCB分断和晶闸管导通。人工过零支路投入运行，使VCB完全分断，电流强迫换流至移能电阻，消耗磁体能量。
4）系统后备保护开关选用爆炸开关，爆炸开关作为最后一道防线，在前述开关失效的情况下必须在1 ms内迅速开断回路，产生高压将大电流迅速转移到移能电阻中。
人工过零关断的机械开关回路设计参数如表3所示。
表 3 机械开关回路设计参数Table 3. Design parameters of mechanical switch circuit机械开关回路设计参数 数值 TF磁体
电源回路PF/CS磁体
电源回路额定绝缘电压等级/kV 24 24 真空开关额定电压/kV 20 15 真空开关数量及连接方式 2个串联 2个串联 真空开关短路分断能力/kA 120 45 换流电容/mF 13.2 （20 kV） 4.8 （15 kV） 换流回路电感/μH 133.3 100 缓冲回路电阻/Ω 1 1 缓冲回路电容/mF 2 1 人工过零回路中的放电电容需要能够短时分别承受100 kA（TF磁体电源）和45 kA（PF/CS磁体电源）直流大电流，峰值电流达120 kA（TF磁体电源）和60 kA（PF/CS磁体电源）。
根据磁体设计参数要求，CFETR移能电阻需要消耗约200 GJ的巨大能量，移能电阻将设计成标准模块化结构，可方便地改变阻值和耗能容量。电阻由标准模块构成，若干个模块可以叠放在一起构成堆栈单元，然后再由若干个堆栈单元经由母排连接而成电阻矩阵。每个标准堆栈单元可以耗能约1 GJ，电阻设计最大温升为200 K。
对于爆炸开关的结构设计，应满足如下要求：
1）开关闭合正常运行时，应能分别稳定可靠地承载100 kA（TF磁体电源）和45 kA（PF/CS磁体电源）直流大电流，并能承受峰值为450 kA短路电流的动稳定能力。
2）若开关动作分断时，应分别能在1 ms时间内安全、可靠地快速开断100 kA（TF磁体电源）和45 kA（PF/CS磁体电源）直流大电流，分别产生20 kV和15 kV的高电压，将直流大电流快速转移到与之并联的移能电阻支路的高压大电流开断能力。
3. 系统总体设计方案二——混合式直流开关设计方案[17]
混合直流开关方案的优点是控制简单，系统响应速度快，高寿命，易于维护等；缺点是目前全控器件的关断参数不够高、器件价格高、占地面积大、技术可行性较低。考虑到成本过高，此方案仅为备选方案，以应对未来的发展趋势和需求。其拓扑结构如图3所示，大功率机械开关由主触头、快速隔离触头和弧触头构成，双向固态开关由二极管桥和全控器件组成，后备保护开关采用爆炸开关，与多触头机械开关串联。移能电阻为耗能元件，与开关并联。
开关动作逻辑具体描述如下：
1）系统正常工作状态下，固态开关断开不参与通流，机械旁路开关的三级触头均闭合，电流大部分经主触头以及提供后备保护的爆炸开关构成的支路流通。
2）失超时，机械开关接收到分断指令，主触头首先打开，电流强迫转移至弧触头和快速隔离触头的串联支路上，直至完全换流，主触头逐渐完全恢复高电压阻断能力。
3）随后分断弧触头，固态开关同时接收到导通信号，电流开始向固态开关支路转移。换流结束后，快速隔离触头快速无弧分断。
4）固态开关分断，电流迅速换流至移能电阻消耗磁体能量。
爆炸开关是一种后备保护开关。当系统动作失败，即旁路机械开关和固态开关均无法成功可靠分断时，爆炸开关通过引爆自身的雷管和炸药实现电路分断，电流在高电压下换流至移能电阻，避免由于失超保护系统主保护开关故障导致超导磁体损坏的问题。
该方案多触头机械开关的三个触头中，主触头和快速高压隔离触头分断时触头两端几乎无压降，且快速高压隔离触头实现无弧快速分断。但弧触头需要短时承载大电流，且产生较高的弧压实现快速换流。此外，固态开关需能快速分断直流大电流，产生并承受高电压。正常通流状态下的爆炸开关需要和旁路机械开关一样具有承受主回路额定电流的能力。失超态下的爆炸开关还需能在失超保护系统主保护开关故障时快速、可靠分断电路。此外，考虑到换流回路的分布参数对系统换流时间等指标的影响，需合理进行结构设计，满足系统需求。
4. 主要工程指标对比分析
每个失超保护单元主要包括旁路开关和换流开关构成的主保护开关，后备保护的爆炸开关、移能电阻、控制和过压保护设备等主要设备。对于上述两种方案，最大不同是采用的换流开关不同，除此之外其它各设备基本相同。根据初步构思和设计，表4列出了在考虑了操作、维护和检修空间的情况下，采用不同方案时失超保护系统主要设备的占地要求（不含移能电阻）。由于固态开关占地面积远大于人工过零回路，因此总体来说，混合式直流开关设计方案需要更大空间。
表 4 主要设备占地要求Table 4. Land occupation requirements for main equipment方案 主要设备 设备占地/m2 单个TF磁体失超保护单元 单个PF/CS磁体失超保护单元 人工过零关断机械开关设计方案 人工过零回路 2×2=4 6.5×6=39 1×2=2 5.5×6=33 旁路开关+真空开关 2×3=6 2×1.5=3 爆炸开关 2×1.5=3 1×1.5=1.5 阻容吸收 － － 控制柜 1.6×0.8=1.28 1.6×0.8=1.28 混合式直流开关设计方案 固态开关 2×3=6 6.5×6=39 2×3.5=7 6.5×6=39 机械开关 2×3=6 2×1.5=3 爆炸开关 1×2=2 1×1.5=1.5 控制柜 1.6×0.8=1.28 1.6×0.8=1.28 此外，考虑到两种方案的差异性，仅对两种方案中采用的不同的相关开关及设备进行了初步成本预算。对于人工过零关断机械开关设计方案，其单套TF磁体失超保护单元的真空开关及人工过零电路预算约为580万元，而混合式直流开关设计方案的单套TF磁体失超保护单元中的固态开关的预算约为1 170万元。因此混合式直流开关设计方案预算较大，成本更高。
5. 结论
本文基于CFETR失超保护系统设计需求，描述了相关系统设计参数，并介绍了两种系统总体设计方案。考虑到可行性、成熟度以及成本控制等方面，首选方案为电容放电人工过零关断。从发展前景来说，备选的混合式直流开关方案具备较好的先进性和前瞻性。
高春萌 -
![]()
图 1 海上平台柔性直流输电系统主接线图
Figure 1. Single line diagram of VSC-HVDC system for offshore platform
-
[1] 邓明. 牵柔性直流输电系统及其无网侧电动势传感器控制技术的研究 [D]. 长沙：中南大学，2010：16-25. [2] 季叔平. 上海南汇柔性直流输电示范工程关键技术研究 [D]. 上海：上海交通大学，2013：12-23. [3] 杨光亮. 高压直流输电系统控制保护配置方案研究及谐波影响分析 [D]. 上海：上海交通大学，2015：34-37. [4] 张豹. 高压直流输电的控制和保护系统策略分析 [D]. 南京：东南大学，2015：21-31. [5] 聂雪松. 特高压直流输电控制系统模型的研究 [D]. 北京：北京交通大学，2015：16-38. [6] 杨光亮，邰能灵，郑晓冬. ±800 kV特高压直流输电控制保护系统分析[J]. 高电压技术，2012，38(12)：3277-3283. YANG G L，TAI N L，ZHENG X D. Discussion of ±800 kV UHVDC transmission control and protection system[J]. High Voltage Engineering，2012，38(12)：3277-3283.
[7] 廖武. 模块化多电平变换器(MMC)运行与控制若干关键技术研究 [D]. 长沙：湖南大学，2016：30-34. [8] 李探. 模块化多电平换流器直流输电系统稳定性关键问题研究 [D]. 北京：华北电力大学，2016：50-55. -
期刊类型引用(4)
1. 王腾. 托卡马克超导磁体失超电压探测技术. 南方能源建设. 2024(03): 65-74 . 
本站查看
2. 李振瀚，李华，鲍晓华，高格. 120 kA脉冲电抗器在振荡放电电路中的电磁场分布优化（英文）. 南方能源建设. 2024(03): 23-35+4 . 本站查看
3. 吴琳君，李海燕，雷枭，吴一，刘邵轩. HL-3聚变用大容量Crowbar. 南方能源建设. 2024(03): 137-145 . 本站查看
4. 程志方，马韬，胡磊. 基于有源功率法的高温超导线圈失超检测装置开发. 低温物理学报. 2024(04): 228-242 . 百度学术
其他类型引用(1)
下载:
计量
- 文章访问数:
- HTML全文浏览量:
- PDF下载量:
- 被引次数: 5
