核电厂主变压器空载合闸励磁涌流控制的分析

王贵年，卢 琪，孙 辉，张 媛

（深圳中广核工程设计有限公司，深圳518172）

变压器在空载投入电网或外部故障切除后电压恢复时，由于变压器铁芯磁通的饱和及铁芯材料的非线性特征，会产生相当大的励磁电流，称为励磁涌流。励磁涌流的数值很大，有时可以达到额定电流的8～10 倍，可能导致变压器差动保护误以为是故障电流而动作。同时励磁涌流会造成绕组变形，从而减少变压器的使用寿命。励磁涌流中含有的多个谐波成分（主要是2 次和3 次谐波）及直流分量，将会降低电力系统的供电质量，涌流中的高次谐波对连接到电力系统中的敏感电力电子器件有极强的破坏作用。

近年来，我国的核电事业进入飞速发展时期，高电压、大容量电力变压器不断投产，对变压器保护的可靠性和快速性提出了更高的要求。国内某核电站主变两次倒送电不成功。主变压器在第1次充电合闸后300 ms 即跳闸停运，检查结果为B相压力释放阀动作启动跳闸，并从波形分析B 相的励磁涌流峰值达到7 076 A，导致油箱内部压力过大压力释放阀动作。主变压器在第2 次充电合闸后700 ms 跳闸停运，检查结果为C 相瓦斯保护动作启动跳闸，并从波形分析C 相的励磁涌流峰值达到6 666 A，通过后续的油色谱分析发现，变压器油样结果无乙炔出现，油色谱一切正常从而可排除内部故障导致瓦斯动作的可能，分析为由于励磁涌流的存在造成油箱内部的油流涌动导致瓦斯接点误动。通过后续的仔细检查确定此两次非电量保护的动作均为励磁涌流过大导致，致使充电合闸不成功。两次空载合闸不成功后，运行工作人员对变压器进行单相空载加压的试验方法来消除变压器铁芯的剩磁，在反复进行几次消磁试验后再次对主变压器进行了空载充电合闸成功。随后工作人员将消除剩磁后成功合闸时的励磁涌流峰值与剩磁消除前的励磁涌流峰值进行比较发现，变压器去磁后的励磁涌流峰值明显减少。这种现场试验消磁的方法对提高变压器空载合闸成功的概率取得了一定效果。从该核电站的两次主变压器空载合闸导致变压器保护误动作可以看出如何抑制变压器励磁涌流的大小，对提高变压器保护动作的正确率以至于改善电力系统的供电质量有着重要意义。

1 变压器励磁涌流的危害

（1）励磁涌流引发变压器的保护装置误动作，使变压器的投运频频失败。

（2）变压器出线短路故障切除时所产生的电压突增，诱发变压器保护误动作。

（3）变压器空投产生的励磁涌流，将诱发邻近其他电站等正在运行的变压器产生“和应涌流”而误跳闸，造成大面积停电。

（4）数值很大的励磁涌流会导致变压器及断路器受损。

（5）励磁涌流的直流分量导致电流互感器磁路被过度磁化而降低测量精度和继电保护装置的正确动作率。

（6）励磁涌流中的大量谐波对电网电能质量造成严重的污染。

（7）造成电网电压骤升或骤降，影响其他电气设备正常工作。

2 励磁涌流的成因

励磁涌流是由于铁芯磁通饱和所引起的冲击电流，其大小与变压器等值阻抗、合闸初相角、剩磁大小、绕组接线方式、铁芯结构及材质等因素有关。铁芯结构及材质是影响励磁涌流大小的一个重要因素，而影响铁芯硅钢片电磁性能的主要因素[1]如下。

（1）含硅量的大小影响到硅钢片的饱和磁密B的大小，通常它们之间的关系（经验公式）为

（2）硅钢片的厚度主要影响涡流损耗的大小，片愈薄则涡流损耗愈低。

（3）硅钢片的轧制方向与磁力线的方向：对于冷轧硅钠片而言，它最重要的特点就是“方向性”，即只有当磁力线的方向与轧制方向一致时，它的损耗才最低。

（4）磁通的波形：当铁芯内的磁通波形为非正弦波时，必然含有一定的高次谐波分量，其中影响较大的，主要是三次谐波。

（5）机械加工的影响。

（6）铁芯的夹紧结构的影响。

变压器铁芯是主磁通的通道。当变压器的原边接在具有对称三相交流电压的电网上时，则原绕组内将相应流过对称的三相激磁电流。在它的作用下将产生按正弦变化的对称的三相主磁通如图1 所示。假设其表达式为

相应的磁通波形如图2 所示。三相组式变压器，磁路彼此独立。若一次侧三相电压对称，各相主磁通必然对称，各相空载电流也对称。

图1 三相变压器的磁路Fig.1 Three-phase transformer′s magnetic circuit

图2 三相变压器的磁通波形Fig.2 Three-phase transformer flux waveform

变压器铁芯材料励磁特性具有非线性特征，当铁芯磁通Φ 小于饱和磁通Φsat时励磁电流很小；若Φ 大于Φsat，励磁电流ie随着磁通Φ 增加迅速增加。

图3 变压器示意Fig.3 Transformer scheme

为了方便分析励磁涌流产生的原因，先以单相变压器为例。图3 为一单相变压器结构图，可写出空载时初级绕组的电压方程为

式中：N1、R1分别为初级绕组的匝数及电阻；Φ 为其交链的总磁通，则式（3）可改写为

式中：α 为t=0 时U1的初相角，因其中L1为初级绕组的自感，故式（4）可改写为

考虑到电阻R1很小，即很小，从而可视L1近似为常数，故式（5）可视为常线性微分方程，则

由式（6）可以看出变压器初级绕组加上电源后在磁路中的总磁通Φ 有两个分量，即稳态磁通Φs和暂态磁通Φp（又称偏磁），β 为初级绕组阻抗角。

其中，A 可由合闸时（t=0）的初始条件确定，即t=0 前后瞬间磁通Φ+0 和Φ-0 相等，且均为磁路中的原剩磁Φr，Φr的取值可为正值，也可为负值。将t=0 及Φ=±Φr代入式（7）得

将A 代入式（7）得

式（10）表达了在初级电压U1的相位角为α时给变压器加上电压U1的瞬间变压器磁路中的磁通组成，第1 项Φmsin（ωt+α）是与电压U1对应的稳态磁通分量Φs；第2 项是变压器在前次断电时留下的剩磁，其极性和数值由断电瞬间磁路所处磁滞回线工作点的部位决定；第3 项是基于磁链守恒定律抵制上电瞬间产生稳态磁通Φs的偏磁Φp，Φp的初始值与t=0时Φs的瞬时值相等，但极性相反，Φp将按时间常数衰减。式（10）的前一项为总磁通的稳态分量Φs，后一项为暂态分量即偏磁Φp，由式（10）不难看出，当电源电压U1在初相角α=90°或α=270°时合闸，偏磁为

而在α=0°或α=180°时合闸，偏磁为

由此可知变压器空载上电时电源电压U1不同的初相角α，所产生的偏磁Φp极性及数值也不同，再与剩磁Φr及Φs叠加，有可能使磁路的总磁通Φ 超过变压器设计的饱和磁通Φsat，导致磁路饱和，初级绕组电抗急剧下降，进而产生很大峰值的励磁涌流Iinr。

3 变压器励磁涌流的抑制技术

由于励磁涌流会产生很多不利影响，其抑制技术受到广泛关注。目前，削弱励磁涌流的方法主要有3 种：在变压器低压侧并联电容器[2-4]；变压器中性点串联电阻[5]；利用偏磁和剩磁互克的原理控制三相开关合闸时间[6-8]。

3.1 变压器低压侧并联电容器

励磁涌流是由于变压器内磁通饱和引起的，如果采取某种措施限制铁芯内磁通达到饱和点，也就达到了消弱或消除励磁涌流的目的。在变压器低压侧并联电容法就是基于这种思想提出的。在变压器低压侧并联一定的电容，变压器低压侧产生的磁通与高压侧磁通极性相反，对主磁通起到去磁作用，从而达到抑制励磁涌流的目的。

该方法的优点是不论三相合闸角为多少，均能有效地消弱励磁涌流；缺点是并联电容值的选取困难，电容值过大或者过小均不能达到理想效果。电容值过大，会使变压器与电容器组合成的系统谐振频率降低，从而使变压器难以被激磁；电容值过小，无法满足消弱励磁涌流的需要。

3.2 变压器中性点串联电阻方法

变压器中性点串电阻法是一种简单且经济的削弱空载合闸变压器励磁涌流的方法，即在变压器中性点串入一电阻，三相延时合闸空载变压器。通过对该方法下涌流峰值随中性点电阻值变化的曲线进行理论分析，选择最佳电阻值。该方法虽然简单，但是如果只在变压器中性点串入电阻，而不采取控制三相开关的合闸时间的措施，也不能有效地消减励磁涌流。当然最好的方法是将控制三相开关合闸技术和中性点串入电阻结合起来使用，即YNd 联结的变压器中性点串一电阻，三相延时分别合闸。

该方法投资费用较大、操作复杂，并且当今国内核电站的断路器基本都是采用GIS 的断路器，断路器保护都装有非全相保护，不允许分相合闸操作，这种方法不适合。

3.3 利用偏磁和剩磁互克的原理控制三相开关合闸时间方法

总磁通由剩磁、偏磁（暂态磁通）及稳态磁通三者组成。图4 为电压U 空投合闸角α=0°时的磁通变化曲线，图中Φs为稳态磁通，Φ 为Φs和Φp合成的总磁通（计及剩磁Φr），Φsat为变压器饱和磁通。对于有损变压器（R1＞0）Φp按时间常数衰减。

图4 在t=0 电压合闸角α=0°时U、Φ、I 变化曲线Fig.4 When t=0 and α=0°，U，Φ and I curve

在电压相位角在θ1至θ2区间总磁通Φ 大于饱和磁通Φsat，磁路饱和，因而产生励磁涌流Iinr，Iinr具有间断性。

图5 是铁磁材料的磁滞回线，在磁路的励磁线圈上施加交流电压时，磁势H 也相应的从-Hc到Hc之间变化，由H 产生的磁通Φ（或磁通密度B=Φ/S）将在磁滞回线上做相应的变化。如果H 在回线上的某点突然电流I 减到零，则B 将随即落到对应B 轴的某点上，该点所对应的B 值即为剩磁Br。所以剩磁的数值和极性与切断励磁电流的相位角有关，如果在B=f（H）曲线第Ⅰ、Ⅱ象限切断励磁电流（即H=0）则剩磁为正或零，在Ⅲ、Ⅳ象限切断励磁电流，则剩磁为负或零。变压器在正常带电工作时磁路不饱和，磁路中的主磁通波形与外施电源电压的波形基本相同，即是正弦波。磁路中的磁通滞后电源电压90°，因此可以通过监测电源电压波形实现对磁通波形的监测，进而获取在电源电压断电时剩磁的极性。变压器空投上电时产生的偏磁Φp也一样，因偏磁

电源电压上电时的初相角α 在Ⅱ、Ⅲ象限区间内产生的偏磁极性为负，而初相角α 在Ⅰ、Ⅳ象限区间内产生的偏磁极性为正。所以只要空投电源时使偏磁与剩磁极性相反，再与稳态磁通Φs共同作用，涌流即受到抑制。

图5 铁磁材料的磁滞回线Fig.5 Hysteresis loop of ferromagnetic material

图6为三相电源合闸角等于分闸角时三相Φs、Φr、Φp的时序图[9]，通过三相联动断路器实现三相励磁涌流的抑制原理。显然，合闸后Φs、Φr、Φp三者合成不会导致磁路饱和。

由于抑制励磁涌流只要偏磁和剩磁极性相反即可，并不要求完全抵消，因而当合闸角相对前次分闸角有较大偏差时，只要偏磁不与剩磁相加，磁路一般就不会饱和，这就大大降低了对断路器操作机构动作时间的精度要求。为了更直观地描述励磁涌流的产生机理，将剩磁Φr及偏磁Φp与分闸角或合闸角的关系列于表1 中。

图6 三相电压合闸角等于分闸角时Φs、Φr、Φp 时序图Fig.6 When three-phase voltage closing angle is equal to opening angle，Φs、Φr、Φp curves

表1 剩磁及偏磁符号与α 的关系Tab.1 Relationship between remanence，magnetic bias and α

表1 中α 对于剩磁Φr为分闸角，对于偏磁Φp则为合闸角。从表中不难看到正确地在已知分闸角的前提下选择合闸角，完全可以做到在电压突增时产生的偏磁Φp恰好去抵消或削弱剩磁Φr，再加上与稳态磁通Φ 的配合完全可以控制磁路的合成磁通不超过饱和磁通Φsat。有时磁路的剩磁可能很小，甚至接近于零，这样就不可能出现磁路饱和，因仅仅只有偏磁作用不足以导致磁路饱和，它的最大值只为Φm，而Φsat肯定大于Φm。根据分闸角α 选择合适的合闸角α，使合闸瞬间的偏磁Φp与原来磁路中的剩磁Φr极性相反，并不要求这两个磁通相抵消使磁路不致饱和。而是当Φp与Φr极性相反时，紧接着稳态磁通Φs的加入必将使合成磁通不越出饱和磁通值，从而实现对励磁涌流的抑制。

3.4 利用偏磁和剩磁互克原理应用现状

基于这种偏磁和剩磁互克的原理来抑制励磁涌流的励磁涌流抑制器已经在国内多家电厂、南方电网以及国家电网得到了广泛的应用。

4 励磁涌流抑制器在核电厂应用的分析

4.1 抑制涌流设计方案

涌流抑制器与断路器联接的原理框图如图7所示。涌流抑制器接入被控电路的电流及电压信号，获取三相电源电压的分闸角和合闸角。断路器的分、合闸命令经由涌流抑制器发送给断路器的分、合闸控制回路。

图7 涌流抑制器控制原理框图Fig.7 Inrush suppressor control block diagram

励磁涌流抑制器正常情况下都处于在线监视状态，屏柜上1KK 转换开关置于“不经3YL”位置。在进行主变空载合闸时，首先运行人员要检查其他条件是否满足。如果检查满足后，将屏柜上1KK转换开关置于“经3YL”位置，由NCS 主控或就地涌流抑制器屏上发合闸命令，经涌流抑制器装置控制受控边断路器合闸，主变及高厂变带电运行，实现对主变空载合闸时对励磁涌流的控制。另外，需强调是在涌流抑制器合闸及主变带电运行后，运行人员必须将屏柜上1KK 转换开关置于“不经3YL”位置。详细涌流抑制器投运（合闸）流程如图8（以某核电站#1 主变对应的第2 串0GEW230JA边断路器合闸给#1 主变空载充电为例）所示。涌流抑制器分闸流程类似合闸流程。分闸时可经过3YL，也可不经过3YL，装置可以实时监测受控侧电压来确定主变剩磁。

图8 涌流抑制器投运（合闸）流程Fig.8 Flowchart of inrush suppressor’s operation（switch-on）

某核电站主接线，励磁涌流抑制器控制每串靠近主变侧500 kV 边断路器和中断路器，涌流抑制器原理接线方案如图9 所示。

4.2 设计方案在核电站可实施性分析

经济性 假设某核电站由于励磁涌流原因造成的合闸不成功，1 台1 000 MW 的机组一次投运不成功延误并网时间按最少12 h，每千瓦时上网电价按0.4 元，那么12 h 按满功率算将会损失100×12×0.4=480 万元。而1 台涌流抑制器市场价格大概10 万元，对应1 台机组增加2 台涌流抑制器则需20 万元，再加上其他安装调试等费用一共最多需要30 万元。很显然装设涌流抑制器可以给用户带来巨大的经济效益。

实施性 每台机组按串需要2 台涌流抑制器组装在一个标准屏柜中，按串布置在继保室，电缆接口很少，安装方便；在主变压器送电前需对涌流抑制器做静态分合闸试验，验证其分合闸回路的正确性；在主变压器空载送电时需对涌流抑制器做动态分合闸试验，验证其抑制励磁涌流的效果。对于已建成或者正在建设的核电机组可以在改造中加装涌流抑制器，新建项目可以在设计时就考虑装设涌流抑制器。

图9 涌流抑制器原理接线方案Fig.9 Schematic wiring diagram of inrush suppressor

5 结语

本文结合国内某核电站主变合闸产生较大的励磁涌流导致合闸不成功的实际情况，从变压器励磁涌流产生的机理出发，分析了变压器励磁涌流的危害、励磁涌流产生的原因以及研究了适合核电厂实际情况的抑制主变合闸励磁涌流的方法，并针对核电厂提供了采用国内较成熟的励磁涌流抑制器二次设计方案。本文的研究成果可为在建的核电厂工程的设计提供新思路，也为新建核电项目的电气设计提供依据和参考价值。

[1]尹克宁.变压器设计原理[M].北京：中国电力出版社，2003.

[2]陈丽，姜国涛（Chen Li，Jiang Guotao）.几种变压器励磁涌流抑制方法的性能分析（Analysis of methods to suppress transformer inrush current）[J]. 变压器（Transformer），2010，47（6）：37-41.

[3]唐跃中，徐进亮，郭勇，等（Tang Yuezhong，Xu Jinliang，Guo Yong，et al）. 变压器保护中几种励磁涌流判别方法的分析和评价（Protection of transformer magnetizing inrush current discrimination of several methods of analysis and evaluation）[J].电力自动化设备（Electric Power Automation Equipment），1995，（1）：1-7.

[4]李琥，段乃欣，周海洋，等（Li Hu，Duan Naixin，Zhou Haiyang，et al）.两种削弱励磁涌流的方法（Eliminating inrush current by implementing two methods）[J]. 继电器（Relay），2003，31（4）：35-37.

[5]陈剑，李炜（Chen Jian，Li Wei）.变压器励磁涌流的特性分析及应用（Characteristic of transformer magnetizing inrush current and its practical application）[J]. 湖南电力（Hunan Electric Power），2005，25（4）：4-5，10.

[6]叶念国（Ye Nianguo）.抑制励磁涌流的新对策——偏磁与剩磁互克（Inhibition of inrush current countermeasures—— bias magnetic and permanence mutual restraint）[J].深圳勘察设计（Survey and Design of Shenzhen），2008，2（1）：44-47.

[7]苏方春，张大勇，李凯（Su Fangchun，Zhang Dayong，Li Kai）.一种有效限制变压器励磁涌流的方法（An effective method of limiting the inrush current of transformer）[J].电气开关（Electric Switchgear），1997，38（5）：6-8.

[8]郝治国，张保会，褚云龙，等（Hao Zhiguo，Zhang Baohui，Chu Yunlong，et al）.变压器空载合闸励磁涌流抑制技术研究（Study on inrush current restraining technology when energizing no-load transformer）[J].高压电器（High Voltage Apparatus），2005，41（2）：81-84.

[9]李波，江亚群，侯立峰，等（Li Bo，Jiang Yaqun，Hou Lifeng，et al）.利用波形曲率识别变压器励磁涌流的新方法（Novel method to identify transformer inrush current based on the curvature characteristics of waveform）[J]. 电力系统及其自动化学报（Proceedings of the CSU-EPSA），2010，22（6）：93-98.