徐志強

（山西地方電力有限公司電網分公司，山西 太原 030001）

0 引言

直流系統是一個長期帶電、不間斷工作的獨立電源，它支路多、負荷涉及面廣、不受系統運行方式影響，并在外部交流電源中斷的情況下，保證由蓄電池繼續(xù)提供直流電源的重要設備，是變電站最重要的系統之一。它主要由整流模塊、直流饋電單元、絕緣監(jiān)測和蓄電池等組成，負荷包括電氣設備的控制、信號、測量和繼電保護及其自動裝置、操作機構直流電動機、斷路器電磁操動的合閘機構、站內交流不停電電源系統、遠動裝置電源和事故照明等。直流系統會由于環(huán)境改變、氣候變化、污染、高溫等引起電纜老化、接線端子老化、元件損壞以及設備本身等問題引起絕緣水平下降。一般來說，投運時間越長，其接地的概率越高。當直流系統中發(fā)生一點接地時，一般情況下并不影響系統運行，但需要及時查找接地點并進行處理；當出現2 點及2 點以上接地時，便可能構成接地短路，造成繼電保護、信號、自動裝置誤動或拒動，或造成直流保險熔斷，使保護及自動裝置、控制回路失去電源。在復雜的保護回路中同極2 點接地，還可能使某些保護不能動作與跳閘，致使保護越級跳閘。因此，保障直流系統的安全供電是變電站保護、自動化等系統正常工作的必要條件。近年來，電力系統發(fā)生了多起由于直流電源失電，導致故障時斷路器拒動，引起主變被燒毀的事故，給電力系統的安全運行帶來巨大影響。

事故一：山西電網“7·20”事故。1999 年7月20 日8 時54 分58 秒，山西電網220 kV 新店變電站2 號主變10 kV B 段802 斷路器的隔離刀閘下插頭相間閃絡發(fā)生三相短路，10 kV 斷路器開斷故障失敗，滅弧室燒毀，配電裝置起??；由于斷路器柜接地不良，致使柜體所帶的高壓電經柜內控制和合閘電纜串入直流回路，直流回路絕緣被擊穿、短路，直流系統的控制母線直接短路，致使保護裝置的直流電源消失。由于本站所有保護不能出口跳閘，之后引起鄰近的110 kV 東母A相單相接地短路，再發(fā)展為AB 兩相接地短路，最后發(fā)展為三相短路；三相短路后造成220 kV 母線發(fā)生A 相接地故障，發(fā)展為AB 兩相接地故障，之后又發(fā)展為三相短路。新店220 kV 母線三相短路數秒后，山西電網7 臺200 MW 以上發(fā)電機組相繼跳閘。

這次事故燒毀了1 號主變等設備，主控室著火并將大部分保護設備燒毀，事故殃及山西電網并波及華北主網。

事故二：陜西電網“6·18”事故。2016 年6月18 日0 時28 分，330 kV 南郊變（110 kV 韋曲變） 站外35 kV 韋里III 線故障，韋曲變35 kV、10 kV 母線電壓降低，1 號、2 號、0 號站用變壓器低壓側脫扣跳閘，直流系統失去交流電源。事故期間，330 kV 南郊變（110 kV 韋曲變） 改造更換后的兩組新蓄電池至兩段母線之間的刀閘在斷開位置，充電屏交流電源失去后，造成直流母線失壓，導致全站保護裝置及操作電源失效，站內保護無法動作，造成故障越級，最后依靠對側變電站后備保護切除故障。

事故造成330 kV 南郊變及110 kV 韋曲變等8 座110 kV 變電站失壓，共計損失負荷24.3 萬kW，停電用戶8.65 萬戶；事故造成330 kV 南郊變電站1 號、2 號主變噴油，3 號變燒損。

上述兩起重大事故均因變電站失去直流電源，站內保護裝置不能動作，使得事故范圍擴大，導致變壓器燒損。如果在變電站失去全部直流電源后，能將故障快速隔離，將可能防止設備損壞，限制故障波及范圍。目前，國內外類似的研究僅限于將電解電容器儲能后用于控制和保護為同一電源的電磁型繼電器構成的低壓系統，并未對控制和保護電源分開的更高電壓等級系統開展相關研究。因此，開展高壓、超高壓系統變電站直流電源全部消失后故障隔離或斷路器緊急跳閘方案的研究顯得十分必要。

1 直流電源全部消失后斷路器緊急跳閘系統的提出

變電站直流電源全部消失后，站內所有由直流電源供電的設備均不能動作，只能依靠非電量的保護或者裝置實現故障判別和隔離。綜合全站所有一、二次設備的特征，只有變壓器的瓦斯繼電器和壓力釋放閥可以輸出非電量的接點。另外，變電站直流電源全部失去后，與之相連變電站的線路后備保護范圍內的故障（線路主保護縱聯保護因一端保護裝置失去直流電源而不能動作），可由后備保護延時切除；但在變壓器低壓側故障時，則有可能超出了后備保護的范圍，這無疑對變壓器造成巨大危害。由此可以看出，變電站失去全部直流電源后發(fā)生任何故障，都會對變壓器造成危害，在變壓器低壓側發(fā)生故障，則造成的危害更嚴重。因此，本文提出由變壓器瓦斯繼電器或者壓力釋放閥結合超級電容器和其他輔助環(huán)節(jié)組成一個全部機械接點的控制回路，用來完成變壓器各側斷路器的開斷和故障隔離。站內直流電源全部消失的判別以安裝在直流電源母線的電磁型電壓繼電器來完成。下面以全站僅兩段直流母線系統為例，詳述在變電站直流電源全部消失后一臺變壓器各側斷路器的緊急跳閘系統（站內每臺變壓器均裝設同樣系統）。系統構成見圖1。

在圖1 緊急跳閘系統中，l1、l2、l3、l4、l5為各支路電纜長度；C為超級電容器。正常運行情況下，充電機從站用變壓器處獲得電源，經整流后為直流母線供電，并為蓄電池充電（圖1 中未畫出充電機和蓄電池）；第一段直流母線和第二段直流母線上安裝的直流電磁型電壓繼電器J1、J2吸合，常閉接點J1-1、J1-2、J1-3和J2-1、J2-2、J2-3打開；當第一段直流母線和第二段直流母線全部失電時，繼電器J1、J2失電返回，常閉接點J1-1、J1-2、J1-3和J2-1、J2-2、J2-3閉合，如此時變壓器重瓦斯繼電器（或者壓力釋放閥） 動作，接點閉合，則超級電容放電回路接通變壓器三側斷路器跳閘線圈，斷路器跳閘將變壓器從系統中切除；當直流全部消失時也可由運行人員接調度命令手動按下“事故按鈕”斷開變壓器各側斷路器。如只有一段直流母線失電，表明不是全站失去直流電源，超級電容放電回路與變壓器三側斷路器跳閘回路并不聯通。

對于低壓側沒有電源的變壓器，該系統也可以只接通高中壓側斷路器跳閘線圈，斷開高、中壓兩側斷路器即可將故障隔離。另外，按照斷路器技術的相關規(guī)范，當斷路器控制電源直流電壓≤30%Un（Un為變電站直流電源額定電壓） 時，禁止斷路器分合閘，為此第一、第二段母線上安裝的直流電磁型電壓繼電器J1、J2的電壓整定值范圍為0～30%Un。

圖1 兩段直流電源母線全部消失后斷路器緊急跳閘系統

2 基于跳閘線圈電壓的超級電容值選擇

斷路器緊急跳閘系統實際上是超級電容器通過相關接點對斷路器跳閘線圈的放電過程，因而斷路器跳閘線圈的直流電阻和系統回路電纜長度及截面積就是與之相關的主要參數，而各斷路器生產廠家在斷路器跳閘線圈的額定電流、直流電阻等方面差異較大。為了能更好地模擬斷路器跳閘線圈特性，查閱相關資料得到部分斷路器跳閘線圈的相關參數（見表1）。本文根據圖1 中各支路的電纜長度分別采用2.5 mm2和1.5 mm2截面積的單芯電纜計算電阻值，結果見表2。下面以西安西電高壓開關有限責任公司LW13A-500Y 斷路器[1]、北京ABB 高壓開關設備有限公司ABB HPL245B1斷路器[2]和35 kV 山東泰開高壓開關有限公司KYN61-40.5 鎧裝型移開式室內交流金屬封閉開關設備[3]為例，對該系統的超級電容值進行初步選擇。

為了選擇滿足斷路器跳閘線圈所需能量的電容值，按照圖1 中500 kV 變壓器的緊急跳閘系統方案建立如圖2 所示的模擬電路示意圖。圖2 中500 kV、220 kV 以及35 kV 斷路器跳閘線圈用直流電阻R500、R220、R35模擬，以電容器C模型代替超級電容器，正極回路電阻用R+表示，負極回路電阻用R-表示。各回路電阻計算值見表3。

表1 變壓器高、中、低壓三側斷路器參數

表2 各支路單芯電纜長度、截面積及電阻計算值[4]

圖2 電容值初選計算示意圖

表3 各回路電阻計算值

由于斷路器跳閘線圈的電感值和超級電容器的內阻很小，影響有限，所以在計算初選電容值時忽略不計。計算時電容電壓UC=U×e（-t/RZC），其中，U為電容器初始電壓，RZ為系統總電阻。

規(guī)程規(guī)定：斷路器跳閘時，跳閘線圈兩端不得小于85%~90%的額定電壓，即187～198 V。為此本文確定在電容器放電到0.1 s（實際斷路器動作時限要小于0.1 s） 時斷路器跳閘線圈兩端電壓仍然維持在198 V 水平。對于每一時刻而言，電容器電壓是回路壓降、電纜壓降和線圈上電壓之和，由此可以計算出初選電容值。

2.1 回路使用1.5 mm2 電纜時的電容值計算

2.1.1 緊急跳閘系統斷開變壓器高、中、低三側斷路器方案電容值初選

當t=0.1 s，500 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U500=（198/（R500/3））×（R500/3+4.84）=217.17 V。

當t=0.1 s，220 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U220=（198/（R220/3））×（R220/3+9.68）=225.49 V。

當t=0.1 s，35 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U35=（198/R35）×（R35+14.52）=210.53 V。

取3 個支路中最高電壓U220計算的各支路電流如下：I550=225.49/（R500/3+4.84）=4.11 A；I220=225.49/（R220/3+9.68）=2.83 A；I35=225.49/（R35+14.52）=0.92 A。

3 個電壓等級斷路器跳閘線圈支路0.1 s 時的總電流IZ=4.11+2.83+0.92=7.86 A。忽略電容器內阻，t=0.1 s 時電容器兩端電壓Uc=7.86×（28.68+10.89+1.21）=325.53 V。

如選擇初始電壓U=330 V，t=0.1 s 時，由式U×e（-t/RZC）=325.53 可計算出電容值C=0.18 F。

2.1.2 緊急跳閘系統斷開變壓器高、中兩側斷路器方案電容值初選

當t=0.1 s，500 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U500=（198/（R500/3））×（R500/3+4.84）=217.17 V。

當t=0.1 s，220 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U220=（198/（R220/3））×（R220/3+9.68）=225.49 V。

取兩個支路中最高電壓U220計算各支路電流如下：I500=225.49/（R500/3+4.84）=4.11 A；I220=225.49/（R220/3+9.68）=2.83 A。

兩個電壓等級斷路器跳閘線圈支路0.1 s 時的總電流IZ=4.11+2.83=6.94 A。

忽略電容器內阻，t=0.1 s 時電容器兩端電壓Uc=6.94×（32.48+10.89+1.21）=309.39 V。

如選擇初始電壓U=330 V，t=0.1 s 時，由式U×e（-t/RZC）=309.39 可計算出電容值C=0.035 F。

2.2 回路使用2.5 mm2 電纜時的電容值計算

2.2.1 緊急跳閘系統斷開變壓器高、中、低三側斷路器方案電容值初選

當t=0.1 s，500 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U500=（198/（R500/3））×（R500/3+2.964）=209.74 V。

當t=0.1 s，220 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U220=（198/（R220/3））×（R220/3+5.928）=214.88 V。

當t=0.1 s，35 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U35=（198/R35）×（R35+8.892）=205.69 V。

在3 個支路中取電壓最高支路電壓U220進行計算，得到各支路電流如下：I550=214.88/（R500/3+2.964）=4.06 A；I220=214.88/（R220/3+5.928）=2.83 A；I35=214.88/（R35+8.892）=0.9 A。

3 個電壓等級斷路器跳閘線圈回路0.1 s 時的總電流IZ=4.06+2.83+0.9=7.79 A。

忽略電容器內阻，t=0.1 s 時電容器兩端電壓Uc=7.79×（27.6+6.669+0.741）=272.73 V。

如選擇初始電壓為U=275 V，t=0.1 s 時，由式U×e（-t//RZC）=272.73 可計算出電容值C=0.345 F。

2.2.2 緊急跳閘系統斷開變壓器高、中兩側斷路器方案電容值初選

當t=0.1 s，500 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U500=（198/（R500/3））×（R500/3+2.964）=209.74 V。

當t=0.1 s，220 kV 斷路器跳閘線圈兩端電壓為198 V 時的支路電壓U220=（198/（R220/3））×（R220/3+5.928）=214.88 V。

在兩個支路中取最高支路電壓U220進行計算，得到各支路電流如下：I500=214.88/（R500/3+2.964）=4.06 A；I220=214.88/（R220/3+5.928）=2.83 A。

兩個電壓等級斷路器跳閘線圈支路0.1 s 時的總電流IZ=4.06+2.83=6.89 A。

忽略電容器內阻，t=0.1 s 時電容器兩端電壓Uc=6.89×（31.2+6.669+0.741）=266.02 V。

如選擇初始電壓U=275 V，t=0.1 s 時，由式U×e（-t//RZC）=266.02 可計算出電容值C=0.078 F。

綜上所述，當電容器初始電壓選擇330 V，考慮電容器電壓衰減，回路使用1.5 mm2電纜，超級電容值C≥0.18 F 時，能夠滿足變壓器三側斷路器斷開時跳閘線圈兩端的電壓要求；當超級電容值C≥0.035 F 時，能夠滿足變壓器兩側斷路器斷開時跳閘線圈兩端的電壓要求。當電容器初始電壓選擇275 V，考慮電容器電壓衰減，回路使用2.5 mm2電纜，超級電容值C≥0.345 F 時，能夠滿足變壓器三側斷路器斷開時跳閘線圈兩端的電壓要求；當超級電容值C≥0.078 F 時，能夠滿足變壓器兩側斷路器斷開時跳閘線圈兩端的電壓要求。因回路使用1.5 mm2電纜時的電阻大于使用2.5 mm2電纜時的電阻，為保證斷路器跳閘線圈兩端電壓滿足規(guī)程要求，使用1.5 mm2電纜時電容器初始電壓較使用2.5 mm2電纜時更高。綜合各種因素，回路使用2.5 mm2電纜較好。對于斷路器跳閘線圈額定電壓為110 V 時，利用同樣方法，可以求出初選的超級電容值。由于未計及電容器內阻，所以計算的電容值會比實際稍小。

3 仿真分析

超級電容器是近年來發(fā)展起來的一種介于電容器和化學電池之間的新型儲能元件，其作為儲能元件具有電容值大、高的比功率、低的能量比、充放電壽命長、快速充放電、儲存壽命長、工作溫度范圍寬、高可靠性等特點，其特性遠遠優(yōu)于蓄電池，而且通過測量超級電容器的端電壓，就可以計算出超級電容器儲能系統的儲能量，可以方便儲能系統的能量管理[5]。

3.1 超級電容器的等效模型

由于用活性炭作為電極的雙電層超級電容器價格相對便宜，技術也比較成熟，所以應用比較廣泛，因此對碳電極雙電層超級電容器的等效模型進行分析。目前，超級電容器的等效電路模型主要有經典拜德極化電池模型和Newman 等人提出的傳輸線兩種模型。對于超級電容器儲能系統，采用精細的等效電路模型雖然能夠提高系統模型精確度，但也會帶來模型的復雜化。從功率變換器的設計來說，超級電容器可采用簡單的集總電路模型，這樣可以大大減化系統設計的復雜性，超級電容器集總電路模型如圖3 所示。

圖3 超級電容器集總電路模型

超級電容器可等效為一個理想電容器C并聯一個阻值較大的等效電阻Rep后串聯一個阻值較小的等效電阻Res。由于等效串聯內阻很小，因而超級電容器的充放電時間常數很小，可以允許以很大的速率充放電。因此，超級電容器可以在數十秒或數分鐘的時間內完成快速充電或放電。

3.2 仿真驗證

按照圖1 利用電磁暫態(tài)仿真軟件PSCAD 建立的仿真模型（見圖4） 對初選的電容值進行仿真驗證。其中500 kV、220 kV 斷路器用3 條支路表示；35 kV 斷路器用1 條支路表示。為了與實際情況相符，模型中各回路的電纜長度和參數見表1、表2 及表3。采用交流電源經二極管整流后為電容器充電，充電結束后，斷開充電回路，然后模擬超級電容器向線圈支路放電，檢驗其能否滿足放電到0.1 s 時各斷路器跳閘線圈兩端電壓維持在額定電壓的90%以上。仿真時超級電容器并聯電阻取105Ω，串聯電阻取0.05 Ω。

3.2.1 回路使用1.5 mm2電纜時緊急跳閘系統斷

開變壓器高中低壓三側斷路器方案

按照圖4 的仿真模型對超級電容器放電斷開500 kV、220 k 和35 kV 斷路器進行仿真。仿真中20 s 之前未接通電容器放電回路，放電電壓為0；20 s 時電容器開始對變壓器高中低壓三側斷路器跳閘線圈放電。仿真結果如圖5、圖6（高中壓側斷路器跳閘線圈電流以單相表示，其余兩相結果相同） 所示。

圖4 變壓器高中低壓三側斷路器仿真模型

圖5 變壓器高中低壓三側斷路器跳閘線圈電壓

圖6 變壓器高中低壓三側斷路器跳閘線圈電流

由圖5 可以看出，變壓器高壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的211.1 V 下降到20.1 s時的208.3 V，變壓器中壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的203.4 V 下降到20.1 s 時的200.7 V，變壓器低壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的217.7 V 下降到20.1 s 時的214.9 V；由圖6 可以看出，變壓器高壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s時的1.41 A 下降到20.1 s 的1.39 A，中壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s 時的0.97 A 下降到20.1 s時的0.96 A，變壓器低壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s 時的0.95 A 下降到20.1 s 時的0.93 A，能夠滿足變壓器三側斷路器的可靠跳閘要求。

3.2.2 回路使用1.5 mm2電纜時緊急跳閘系統斷開變壓器高中壓兩側斷路器方案

當變壓器低壓側沒有電源時，可采用只斷開高中壓側斷路器的方案。仿真模型中電容值為0.035 F，僅有高中壓側兩個斷路器跳閘線圈支路（見圖7）。仿真結果見圖8、圖9。

圖7 變壓器高中壓兩側斷路器仿真模型

圖8 變壓器高、中壓兩側斷路器跳閘線圈電壓

圖9 變壓器高、中壓兩側斷路器跳閘線圈電流

由圖8 可以看出，變壓器高壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的218.1 V 下降到20.1 s時的204.8 V，變壓器中壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的210.1 V 下降到20.1 s 時的198 V；由圖9 可以看出，變壓器高壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s 時的1.45 A 下降到20.1 s 的1.37 A，中壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s 時的1.0 A 下降到20.1 s 時的0.94 A，能夠滿足變壓器兩側斷路器可靠跳閘的要求。

3.2.3 回路使用2.5 mm2電纜時緊急跳閘系統斷開

變壓器高中低壓三側斷路器方案

按照如圖10 所示的仿真模型對超級電容器放電斷開500 kV、220 kV 和35 kV 斷路器進行仿真。仿真中20 s 之前未接通電容器放電回路，放電電壓為0；20 s 時電容器對變壓器高中低壓三側斷路器跳閘線圈放電。仿真結果見圖11、圖12（高中壓側斷路器跳閘線圈電流以單相表示，其余兩相結果相同）。

圖10 變壓器高中低壓三側斷路器仿真模型

圖11 變壓器高、中、低壓三側斷路器跳閘線圈電壓

圖12 變壓器高、中、低壓三側斷路器跳閘線圈電流

由圖11 可以看出，變壓器高壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的204.8 V 下降到20.1 s時的203.2 V，變壓器中壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的200 V 下降到20.1 s 時的198.3 V，變壓器低壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的208.9 V 下降到20.1 s 時的207.2 V；由圖12可以看出，變壓器高壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s 時的1.36 A 下降到20.1 s 的1.35 A，中壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s 時的0.95 A 下降到20.1 s 時的0.94 A，變壓器低壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s 時的0.91 A 下降到20.1 s 的0.9 A，能夠滿足變壓器三側斷路器可靠跳閘的要求。

3.2.4 回路使用2.5 mm2電纜時緊急跳閘系統斷開變壓器高中壓兩側斷路器方案

當變壓器低壓側沒有電源時，可采用只斷開高中壓側斷路器的方案。仿真模型中電容值為0.035 F，僅有高中壓側兩個斷路器跳閘線圈支路（見圖13）。仿真結果見圖14、圖15。

圖13 變壓器高中壓兩側斷路器仿真模型

圖14 變壓器高、中兩側斷路器跳閘線圈電壓

圖15 變壓器高、中兩側斷路器跳閘線圈電流

由圖14 可以看出，變壓器高壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的209.9 V 下降到20.1 s時的202.9 V，變壓器中壓側斷路器跳閘線圈放電電壓由20 s 時的204.9 V 下降到20.1 s 時的198.1 V；由圖15 可以看出，變壓器高壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s 時的1.4 A 下降到20.1 s 的1.35 A，中壓側斷路器跳閘線圈電流由20 s 時的0.98 A 下降到20.1 s 時的0.94 A，能夠滿足變壓器兩側斷路器可靠跳閘的要求。

4 結論

本文針對變電站直流電源全部消失后斷路器的緊急跳閘系統進行了研究分析，提出了一種實用的利用超級電容器放電的變電站直流電源全部消失后斷路器的緊急跳閘系統，進行了系統方案中超級電容值下限值的計算和仿真驗證，得出如下結論。

a） 提出利用超級電容器、電磁性直流電壓繼電器及其接點、瓦斯繼電器或壓力釋放閥接點等構成的變電站直流電源全部消失后斷路器緊急跳閘系統的方案。它能夠在變電站直流電源全部失去時，變壓器故障情況下，實現故障的快速隔離，防止事故范圍進一步擴大。

b） 提出一種基于變壓器三側斷路器跳閘線圈支路最高電壓為基準的超級電容下限值的計算方法，實現了變電站直流電源全部消失后斷路器緊急跳閘系統中超級電容值的初步計算。在實際應用中，由于單個超級電容器的電壓值較低，為滿足容量和電壓要求使得超級電容器的電容值較大，因此應在斷路器跳閘線圈兩端電壓符合規(guī)程基礎上，選擇初始電壓更低的超級電容器。

c） 斷路器技術規(guī)范規(guī)定：當直流電壓小于等于30%額定電壓時，禁止操作斷路器。為此本文提出電磁型直流電壓繼電器電壓值整定范圍為0~30%的額定電壓。

d） 仿真計算了變電站直流電源全部消失后采用1.5 mm2和2.5 mm2兩種電纜時緊急跳閘系統斷開變壓器的情況，綜合電容器初始電壓等各種因素，指出系統回路采用2.5 mm2及以上截面積的電纜更實用。

e） 由于斷路器一般不超過兩個跳閘線圈，如采用本文設計的緊急跳閘回路，會與其他回路有電氣連接，因此應盡可能采用斷路器的獨立跳閘線圈，但這樣可能會引起斷路器本體的設計問題。