基于IGBT串联脉冲功率法的氧化锌避雷器电流均衡性现场测试技术

张耘溢，马 磊，刘 焱，裴晓元，骆一萍，曾翔君

(1. 国网宁夏电力有限公司检修公司,银川 750001；2. 西安交通大学电气工程学院，西安 710049)

0 引言

氧化锌避雷器广泛应用于电力系统及电力设备中，对建设经济、安全的电力系统以及保障电力设备安全运行具有重要意义[1-4]。在高压直流断路器断开短路电流时，直流线路上的电感能量将通过与断路器并联的氧化锌避雷器吸收和消耗，需要多个氧化锌阀柱并联承受吸收和消耗这一巨大能量[5-6]。另外，在串联补偿装置中当负载侧发生短路故障时为了抑制电容器组两端产生的过电压，通常需要氧化锌避雷器承受短路浪涌电压，同样需要将氧化锌避雷器阀柱并联使用来增加其通流容量，消耗瞬间产生的巨大能量[7]。氧化锌避雷器并联阀柱的电流均衡性对其安全运行具有重要影响，由于氧化锌电阻片的质量差异、电阻片老化、氧化受潮等原因，各个并联阀柱之间存在伏安特性偏差，进而影响电流均衡性，同时并联阀柱电流均衡性将影响避雷器的能量吸收能力，严重时会导致某些电阻片承受过大能量而损坏[8-9]。因此，需要对氧化锌避雷器电流不均衡性进行定期检测。文献[10-11]提出泄漏电流监测和阻性电流监测的方法来判断设备受潮与老化，但在线监测会受到系统电压、环境温湿度、避雷器表面污秽以及电磁等干扰，且不涉及对阀柱伏安特性或电流均衡性的检测，因此也就无法对避雷器某柱并联阀柱击穿后电流的均衡性进行判断。文献[12-13]提出使用大功率高压电源对避雷器伏安特性进行检测，但高压直流电源以及大量无源器件所占体积巨大，无法应用于对氧化锌避雷器并联阀柱的现场测试。

目前对氧化锌避雷器伏安特性的测试一般由生产厂家在避雷器生产中对电阻片单体选择和配合时进行或者在避雷器入网取证前的型式试验中开展。由于常规电流均衡性试验要用到大功率的高压试验电源和阻抗元件，体积和重量庞大，这是它们无法被应用于现场的主要原因。因此，亟须一种氧化锌避雷器并联电流均衡度的现场测试方法，能够通过车载等方式在安装现场进行并联阀柱的电流均衡度检测以及定期停电安排的现场检测。该项目的成功实施可为运行维护人员提供必要的现场试验和直接检查手段，对于电力系统的安全运行具有重要意义。

1 氧化锌电流均衡性现场测试技术

提出一种氧化锌避雷器电流均衡性现场测试方法，可以根据需求进行多电压等级尺度设计，应用于各种电压等级氧化锌避雷器的测试，考虑到现场应用的便携性，应在控制一定成本范围内尽可能减小设备重量和体积，图1给出了氧化锌避雷器电流均衡性现场测试方法原理。

图1 氧化锌电流均衡性现场测试设备

氧化锌避雷器电流均衡性现场测试设备的工作原理为：初始状态下高压直流开关Q1～Qn关断，接通开关K使整流后的直流电源向储能电解电容器组C充电，当其储能达到设定值时，断开开关K，同时开通高压直流开关Q1～Qn，电容C的能量向电抗器L释放。当电感能量达到峰值时(电容C反并联二极管防止电感L对电容C的反向充电)断开高压直流开关Q1～Qn，电感将激励出足够高的电压使氧化锌避雷器进入钳位状态，电感能量向避雷器释放时，能够产生较大幅值的冲击电流。由于各阀柱并联，此时不论冲击电流的波头及波尾持续时间是多少，流经避雷器各阀柱之间的电流相对值可以反映各阀柱的电流均衡性，对激励电压和电流进行测量以及数据处理之后，可以得到氧化锌避雷器并联电流均衡特性。

氧化锌避雷器在足够高的激励电压作用下呈低阻导通状态，此时电压钳位保持不变，电流呈陡波上升后近似线性下降。因此电感L击穿氧化锌所需要的储能E为

(1)

其中ip为氧化锌峰值电流，Ub为氧化锌钳位电压，Ts为电流持续时间。

电容C以初始电压U0向电感L放电过程中，电容储能Ein=0.5×CU02，考虑电感内阻R，则电容放电过程中电抗器电流i以及电容电压Uc在欠阻尼状态下表达式为

(2)

(3)

电感电流获得最大值的时间为

tm=β/ω

(4)

电感电流在tm时刻获得最大值：

(5)

电容向电感放电效率为

η=e-δ·tm

(6)

电解电容器所需要能量：

(7)

结合式(1)-(7)，以额定电压为6 kV的氧化锌避雷器为例进行参数计算，雷电冲击电流1 kA下残压为25 kV左右，取冲击峰值电流为1 kA等级标称放电电流的0.5倍，两只避雷器阀柱并联放电，则流经电抗器L的峰值电流ip为1 000 A。参考IEC-61312要求，测试“防护直接雷击的浪涌保护器”时应采用波头/波长为10/350 μs冲击波形，则放电冲击持续时间为Ts=710 μs，因此电抗器需要能量E=8.875 kJ，电感值L=17.75 mH。为了测试装置的便携性，需要减少无源器件体积，单位体积下电解电容储能量为固有特性，等体积下无论如何改变电容的串并联方式，其储能量是不变的。在25 kV测试系统中，电抗器L及内阻R、测试能量E和电容初始电压U0已知情况下，对放电效率η，电容C，电容体积进行计算，见表1。

表1 电路参数设计

为验证电路参数，对电容初始电压U0=2 000 V条件下电容-电感放电击穿过程进行全过程仿真，结果见图2，分别为电容放电阶段Tm、氧化锌击穿阶段Ts以及RL振荡阶段。电感电流在tm时刻达到峰值1 000 A，此时关断高压直流开关K，电感中的能量向氧化锌避雷器(MOA)中释放，MOA残压维持在Ub=25 kV不变，流经MOA电流呈陡波上升之后近似线型下降，能量在Ts=710 μs时间内释放完毕，因此可以根据电路参数模型进行后续设计。

图2 电容-电感放电击穿过程

2 IGBT串联分析及实验

2.1 IGBT串联均压测试方法

该测试方法的关键是构造高压直流开关Q1～Qn，此开关在导通时承受较大的电感电流，关断时承受氧化锌避雷器的残压。目前，最为可行的方案是采用IGBT(Insulated Gate Bipolar Transistor)，绝缘栅双极型晶体管串联来实现此高压开关。对于不同放电等级的系统，应在考虑两倍峰值电压裕量的基础上选择IGBT串联个数以及额定耐压，在1 ms内IGBT可承受集电极重复峰值电流为2倍连续集电极直流电流的瞬时过流冲击，因此可选择0.5倍峰值电流为额定电流的IGBT。

在IGBT串联均压情况未知的情况下，不应将IGBT直接应用于图1中的高压脉冲实验，应首先采用图3所示方法逐步增加母线电压，对IGBT串联均压参数进行调整，在IGBT具有良好的均压特性之后再将其应用于高压脉冲实验。

图3 IGBT串联均压测试方法

实现IGBT串联均压的主要措施有两个：一是对控制器发出的控制信号与驱动电路输出的驱动信号之间的延时时间进行测量和补偿，使每个子模块的驱动信号以基本相同的时刻对IGBT子模块进行开通和关断，通过FPGA实现对每个子模块延时时间的精确调整。二是增加无源吸收电路，抑制开通关断时刻产生的电压尖峰。

可以采用并联均压电阻的方法解决IGBT静态不均压问题，在每个IGBT集电极和发射极两端并联阻值Rn的电阻，该电阻要求远小于IGBT关断电阻，通常取Rn为IGBT关断电阻的1/10。为了减少半导体器件成本、实现串联IGBT关断瞬间的动态均压，拟舍弃传统的RCD动态均压方案，采用在每只IGBT上并联均压电容Cn的方案。为了计算均压电容Cn，若开关管Qn相对其他开关管提前Δtoff关断，导通电流为Ic，串联IGBT承受的总电压为Uoff，则各个IGBT电压不均衡度小于10%时，则有：

(8)

2.2 IGBT串联均压实验

按照图3 IGBT测试方法，进行2 400 V电压等级实验模拟IGBT切断电感电流时所承受的高压，实验采用4个型号为CM75DY-24 H(1 200 V/75 A)的 IGBT串联，最高耐压4 800 V，静态均压电阻Rn=60 kΩ，动态均压电容Cn=100 nF。电压源Us由单相调压器与倍压整流电路组成，从0到2 400 V升压。对4个开通状态下的串联IGBT施加关断信号，使其切断瞬间产生高电压，未施加延时补偿信号时，4个IGBT关断及开通时所承受的集电极-发射极电压Uce见图4，由于IGBT自身以及外部电路参数不一致，4个IGBT的实际通断时刻不同步，其集电极-发射极电压Uce1～Uce4存在一定的不均衡度，开通时刻存在电压尖峰，容易导致IGBT承受过高电压而击穿，因此需要对每个IGBT施加延时补偿。

见图4，4个IGBT实际导通时刻以及承受关断电压的差异，分别对4个开关管施加延时补偿使每个IGBT的实际通断时刻一致。施加延时补偿后4个IGBT的集电极-发射极电压Uce见图5，此时IGBT承受的关断、开通时刻电压有较好的一致性，电压尖峰消失，动态均压能力得到改善。

图5 延时补偿后通断电压

由施加延时补偿前后的关断电压、开通电压对比可知，IGBT不均压程度受关断延时的影响较大，因此，通过延时补偿使IGBT驱动信号达到同步是有必要的。因此，由IGBT串联构成的高压直流开关可以应用于氧化锌电流均衡性测试方法中，可以安全有效地承受电感电流放电瞬间产生的高电压。

2.3 IGBT开通冲击电流分析及实验

图1测试方法中，电源向储能电容C充电时，开关K保持开通，IGBT保持关断，所有均压电阻Rn和均压电容Cn将会共同承受储能电容的充电电压，Cn将储存能量；当开关K关断、IGBT导通之后，C和Cn以及二极管寄生电容中储存的能量开始向IGBT释放，由于IGBT跨导的存在，此时IGBT可等效为短暂的恒流源，冲击电流不会无限增大。对于25 kV-1 000 A测试系统，选用12只4 500 V的IGBT串联，选定均压电容Cn(470 nF)以及充电电压U0(2 000 V)，在不同栅极电阻Rg下，使用IGBT行为级模型仿真，开通过程中IGBT受到来自电容的冲击电流见表2。

表2 IGBT开通过程电容冲击电流

栅极电阻的改变会影响冲击电流的大小，适当增加栅极电阻有利于减少冲击电流峰值，在2 000 V初始电压下，IGBT开通之后所受冲击电流在峰值电流1 000 A的5%以内，且持续时间约为3 μs，该冲击电流在IGBT耐受范围内，仿真结果表明选择并联单个均压电容Cn的方案是合理的，只需在低电压电流等级系统中对该仿真模型进行进一步验证。

根据图1搭建2 400 V-50 A低电压-电流等级实验平台，使用2.2节IGBT串联开关，储能电容C为5 950 μF，空心电抗器L及其内阻为50.4 mH/7.04 Ω。采用表2建模方法进行仿真，电容初始电压U0=400 V，Rg=10 Ω，Cn=47 nF时，避雷器峰值电流为44.2 A。见图6，仿真开通过程电容产生的冲击电流峰值为2.35 A；实验中开通过程冲击电流峰值为2.38 A，持续时间约为2 μs，由于电路寄生参数的影响，实验曲线存在一定程度的振荡。

图6 冲击电流仿真及实验曲线

该模型参数下仿真与实验结果具有一致性，可以将该仿真模型应用于更高电压等级系统。间接证明在25 kV测试系统中，IGBT可以承受开通过程电容放电产生的冲击电流，可以采用仅并联均压电容Cn的动态均压方法，大幅减少传统RCD均压拓扑的半导体成本。

3 氧化锌电流均衡性测试及分析

氧化锌通常具有非线性特性，中压电场区域的电压-电流特性通常可以用式(9)近似表示，用非线性指数α的大小衡量氧化锌电阻的非线性程度[8]：

J=AEα

(9)

其中J为电流密度，E为电场强度，A为常数。

α通常较大，当避雷器并联使用时，伏安特性的微小差异将使流过并联阀柱的电流产生较大差别。在氧化锌大电流放电区，α通常可达20～40[15]，当α为20时，1%伏安特性差异可引起电流1∶1.22的变化，2%伏安特性差异可引起电流1∶1.48的变化。

2 400 V-50 A实验平台中，单组氧化锌避雷器阀柱使用2个型号为YH1.5W-0.28/1.3串联，共有3组并联阀柱，其中两组为品牌A，第3组为品牌B，单个避雷器额定电压0.28 kV，直流参考电压0.6 kV，雷电冲击电流下残压小于1.3 kV。

首先以相同电感储能分别对编号为1、2、3的3组避雷器阀柱进行放电试验，使用罗氏线圈+积分器对流过避雷器的电流进行采集，使用脉冲分压器对残压进行采集，采集后1号阀柱残压及电流波形示意图见图7。避雷器残压上升之后近似恒定，电流以10 μs左右陡波上升后线性下降。

图7 击穿后避雷器电压-电流波形

通过FPGA对图7波形进行高精度A/D采集并送入ARM进行数据计算。实验数据处理将避雷器残压作为Y轴，电流作为X轴，多次进行实验取均值后，可以得到图8所示的3个避雷器阀柱以相同能量单独放电情况下的动态伏安特性曲线。

图8 氧化锌避雷器动态伏安特性曲线

在相同储能下通过电感向3个避雷器阀柱分别放电得到其动态伏安特性，其中1、2号阀柱动态伏安特性相似，3号阀柱放电峰值电流较1、2号增加，最大残压增加，放电持续时间减小，且电压达到峰值时刻优先于电流达到峰值时刻，动态伏安特性呈滞回曲线轨迹。由于3个阀柱伏安特性的差异，若将3组阀柱并联进行同时放电实验，同一时刻3个并联阀柱残压值相同，因此由1、2阀柱吸收的能量将大于3号阀柱吸收的能量，即流过3号阀柱的电流峰值将减小。由式(9)可知流过3个并联阀柱的电流峰值将出现更大差异。

定义电流不均匀系数β：

(10)

其中:n为并联阀柱数；Imax为通过任一阀柱最大电流峰值；Iarr为整支避雷器电流峰值；一般厂家规定β在1.1以内，以保证避雷器整体能量吸收能力。

接下来将3组阀柱并联同时进行实验，在不同的电感储能下进行放电实验(峰值电流总和最高为50 A)，图9所示为某次放电实验避雷器柱残压以及流经各阀柱的电流波形。

图9 避雷器阀柱并联放电波形

得到3组并联阀柱的动态伏安特性曲线，以每一条动态伏安特性曲线中最大残压值为横坐标，电流不均衡系数β为纵坐标，得到不同残压下各阀柱电流不均衡系数的关系见图10，其中同一横坐标下3个并联阀柱的电流均衡系数之和为并联阀柱组数n，在此实验中n=3。

图10 各阀柱电流不均衡系数

由图10可知，3组阀柱标称参数相同，由于1号和2号阀柱为同一品牌A，二者电流不均衡系数β分别约为1.16和1.1，3号阀柱为另一品牌B，电流不均衡系数β约为0.73，伏安特性的微小差异引起了较大的电流不均衡性，结果与图8结论中预测结果相符。因此，该测试方法可以对氧化锌避雷器并联阀柱电流均衡性进行较为准确的测量，可以依此方法设计多电压电流等级尺度的现场测试系统。

4 结 论

1)采用基于IGBT串联脉冲功率法的氧化锌避雷器电流均衡性现场测试技术，通过产生高压功率脉冲进行测试，大大减少了传统方法中无源器件和测试电源的体积和重量，使其能够应用于避雷器现场检测，具有良好的便携性。

2)针对额定电压6 kV的氧化锌避雷器检测进行了25 kV测试系统设计，并通过低电压等级实验验证了方案的可行性。如果将25 kV测试系统中的无源和有源器件以模块化方式级联可增加IGBT耐压等级以及无源器件储能量，从而可以适应更高电压等级避雷器的测试需求。然而考虑到高压IGBT器件的高成本，该方案目前比较适合10 kV～35 kV的配电网和变电站的避雷器现场检测以及避雷器生产厂家和测试企业的应用。

3)随着第四代宽禁带功率半导体SiC器件的发展，未来单个模块的耐压等级会不断提高，因此串联IGBT的数量将不断减少，从而使该方案的整体成本有望得到大幅度降低，此时该系统将适用于110 kV及以上更高电压等级避雷器的现场检测应用。