兩種混合式限流斷路器強迫換流方式分析

李福生

（上海電氣集團股份有限公司中央研究院，上海 200070）

0 引 言

近年來，混合式限流斷路器得到科研人員的持續研究，并有多種形式的樣機涌現。一方面是由于國家工業發展增速，引發電力系統不斷擴容，電網故障電流高，故障電流上升率快，傳統斷路器分斷能力不足等問題[1,2]；另一方面是由于風光儲等分布式能源技術興起，分布式電網與大電網連接需要能夠快速響應的PCC開關，傳統斷路器響應時間慢[3,4]。此外，直流微電網、軌道交通牽引系統、船艦直流電力系統等直流電網技術發展，亟需與之配套直流斷路器的出現[5-8]。

強迫換流作為混合式限流斷路器的重要組成部分，換流方式直接決定了混合式限流斷路器的協同控制策略及關鍵參數設計。為研究換流方式對協同控制及關鍵參數設計，本文分析了兩種強迫換流方式的換流過程，并通過仿真研究，對比了兩種換流方式的優缺點及協同控制難易程度。

1 強迫換流技術

混合式限流斷路器典型拓撲結構如圖1所示，其一般由高速電磁斥力開關、強迫換流支路以及能量吸收支路3部分組成[3]。強迫換流的原理是利用電感電容之間產生諧振，通過諧振電流來抵消流經高速電磁斥力開關的電流，并使開關電流降為零，然后熄弧分斷[9]。處于能量吸收支路的壓敏電阻MOV用于吸收故障電流轉移過程中的剩余能量[4]。

圖1 混合式限流斷路器典型拓撲結構

按照晶閘管導通、高速電磁斥力開關動作的控制時序不同，可以將強迫換流技術分為兩類，即“先分斷再換流”和“先換流再分斷”兩種方式。前者是指在強迫換流過程中，開關動靜觸頭分開后再導通晶閘管；而后者恰恰相反，即先使晶閘管導通，開關動靜觸頭才分離。

2 強迫換流過程分析

2.1 “先分斷再換流”的強迫換流方式

“先分斷再換流”的強迫換流方式中，主要有燃弧、強迫換流、介質恢復3個階段[3,4]。以短路故障發生在電力系統正方向為例，分析具體換流過程。

2.1.1 燃弧階段

系統控制單元通過DDL算法識別出電網短路故障后，隨即向高速電磁斥力開關S發送分斷指令，經開關的固有機械延時后，動靜觸頭才開始分離，該階段會在動靜觸頭之間產生25 V左右的電弧電壓，如圖2（a）所示[10]。

2.1.2 強迫換流階段

經過短暫燃弧后，再觸發導通晶閘管VT1，電容C通過該回路放電，放電電流與流經開關S電流相消，致使開關電流迅速下降。由于正向電弧電壓Us的存在，二極管VD1反向截止，使放電電流全部流過開關，實現電流的最大化利用，如圖2（b）所示。強迫換流結束后，流經開關的所有電流都轉移到強迫換流支路。

2.1.3 介質恢復階段

高速電磁斥力開關S電流過零分斷后，嵌在二極管VD1的電弧電壓消失，VD1導通，電容C與VD1構成放電回路，分流放電，直到放電結束，如圖2（c）所示。

圖2 “先分斷再換流”的強迫換流方式電流回路

不難看出，采用該種強迫換流方式，有以下特點：燃弧階段產生的電弧電壓Us使二極管VD1在強迫換流階段反向截止，僅有一條電容放電回路，使電流得到最大化利用；在電容放電過程中，放電電流主要用于與開關電流相抵消，換流結束后，多余的電流通過VD1泄放，不會出現開關過對沖的現象（即通過開關的電流對沖過量導致電流反向增大，開關沒有零電流關斷）；換流過程不受開關電阻電感等參數發生改變的影響[4]。

2.2 “先換流再分斷”的強迫換流方式

以短路故障發生在電力系統正方向為例，分析具體換流過程。系統控制單元通過DDL算法識別出電網短路故障后，隨即向高速電磁斥力開關S發送分斷指令。開關動靜觸頭分離之前，觸發導通晶閘管VT1。此時，電容放電產生的電流與開關電流相消。一段時間后，即經過開關固有機械延時后，開關動靜觸頭開始分離。

對于同一短路工況，當開關動靜觸頭分離時刻固定，觸發導通晶閘管VT1的時刻不同，可能出現以下幾種情況[3]。

2.2.1 理想零電流分斷

開關動靜觸頭分離時，通過開關的電流恰好為零，此時，動靜觸頭上電弧電壓也為零，實現無弧分斷。圖3（a）為晶閘管導通后觸頭分離之前的電流回路。此時，二極管VD1正向導通，電容C通過兩條回路放電，僅有一條回路換流，此階段為軟換流階段。開關觸頭分離時，電弧電壓為零，電容儲存的剩余能量通過VD1、VD2兩條回路繼續泄放，直至電容放電完畢，此階段稱為介質恢復階段，如圖3（b）所示。

圖3 理想零電流分斷時電流回路

在軟換流階段，VD1電壓UVD1、VD2電壓UVD2和開關S電壓US存在如下關系：

VD1、VD2一定的情況下，開關電阻和電感不同，UVD1的值可正、可負，VD1的導通情況較為復雜，如圖4所示。經過分析，開關參數對VD1導通情況的影響作用，電感相較于電阻更為顯著。

圖4 VD1電壓UVD1對電流回路的影響

假定開關電阻不變（120 μΩ），分析在不同開關電感參數下，VD1的導通情況如下文所述。

若開關電感比較大（如0.005 μH），開關電流減小時會產生一個較大反向感應電動勢，超過開關電阻產生正向電壓，使開關電壓US始終小于零，根據電壓關系（式（1））推知VD1電壓UVD1大于二極管導通閾值電壓。此時，VD1在整個軟換流階段一直導通，該過程中電流流通回路如圖4（b）所示，相關元器件電流波形如圖5（a）所示。

若開關電感比較?。珊雎圆挥嫞?，開關電流下降過程中產生的反向感應電動勢較小，對開關電壓US影響不大。開關電流下降伊始（即觸發導通晶閘管VT1瞬間），VD1電壓UVD1小于閾值電壓，VD1反向截止，如圖4（a）所示。伴隨著開關電流下降，開關電壓US減小，減小到小于電壓閾值，VD1電壓UVD1大于二極管導通閾值電壓，VD1導通，如圖4（b）所示。整個換流過程中相關元器件電流波形如圖5（b）所示。不難看出，開關電感不同，換流過程中VD1開始導通時刻不同，給換流過程帶來了很大的隨機因素，增大了參數設計和協同控制的難度。但由于VD1在換流期間某時刻才開始分流，其分流作用不如換流全過程分流顯著，因此電容預充電電壓相對前者略低一些。

圖5 理想零電流分斷情況下，相關元器件電流波形

2.2.2 正向起弧分斷

晶閘管VT1導通比開關觸頭動作提前，開關動靜觸頭分離時，其電流尚未減小到0，會產生電弧電流，形成起弧電壓，此后在正向弧壓的作用下完成換流過程。導通VT1后，VD1正向導通，電容通過兩條回路放電，僅有一條用于換流，如圖6（a）所示。開關動靜觸頭分離，觸頭間產生電弧，電弧電壓約為25 V。在正向電弧電壓作用下，開關電流迅速轉移到VT1支路，如圖6（b）所示。待開關電流下降至零后隨即進入介質恢復階段。

圖6 正向起弧分斷電流回路

與理想零電流分斷相類似，開關電感不同，軟換流階段VD1的導通情況會有所不同。假定開關電阻不變（120 μΩ），分析在不同開關電感參數下，VD1的導通情況如下文所述。

開關電感比較大（如0.005 μH），開關電流減小時會產生一個較大反向感應電動勢，超過開關電阻產生正向電壓，使開關電壓US始終小于零。從而使VD1電壓UVD1大于二極管導通閾值電壓，VD1在該階段一直導通。當開關觸頭分離時，動靜觸頭之間產生約為25 V的電弧電壓，電流轉移加快，直至開關電流降為零，無電弧產生，相關元器件電流波形如圖7（a）所示。由于電弧電壓在其中的關鍵作用，絕大部分電流是在燃弧階段換流的。電弧電壓使VD1反向截止，從而使電容放電電流得到有效利用。此時，電容預充電電壓不必很高也能完成換流。

若開關電感比較小（可忽略不計），開關電流下降過程中產生的反向感應電動勢較小，對開關電壓US影響不大。開關電流下降伊始，VD1電壓UVD1小于閾值電壓，VD1反向截止，如圖4（a）所示。隨著開關電壓US的下降，VD1開始導通，相關元器件電流波形如圖7（b）所示。在此情況下，燃弧階段開關電流的換流過程相當迅速，電容預充電電壓不必很高即可完成換流。

圖7 正向起弧分斷情況下，相關元器件電流波形

2.2.3 反向起弧分斷

晶閘管VT1導通比開關觸頭動作提前，開關動靜觸頭分離時，其電流在電容電流對沖下已反向增大，這時動靜觸頭之間產生反向電弧電流和反向起弧電壓。此后，在反向弧壓作用下，電弧電流減小至零。其中VT1導通而開關觸頭未分離的換流階段稱為軟換流階段，開關分離后直至觸頭間電弧熄滅的換流階段稱為燃弧階段。

與理想零電流分斷相類似，開關電感不同，軟換流階段VD1的導通情況會有所不同。假定開關電阻不變（120 μΩ），分析在不同開關電感參數下，VD1的導通情況如下文所述。

若開關電感比較大（如0.005 μH），晶閘管VT1導通伊始，二極管VD1即導通，VD1一直處于分流狀態，相關元器件電流波形如圖8（a）所示。

若開關電感比較?。珊雎圆挥嫞?，晶閘管VT1導通伊始，二極管VD1反向截止，隨著開關換流的進行，VD1電壓達到導通電壓，VD1正向導通分流，相關元器件電流波形如圖8（b）所示。

圖8 反向起弧分斷情況下，相關元器件電流波形

綜合上述3種分斷情況，不難看出該種強迫換流方式在觸發晶閘管VT1導通信號的時刻不同會表現出不同的換流過程，存在以下特點：整個換流過程中，VD1會不定期導通，部分電容放電電流通過VD1泄放，與開關電感參數密切相關；對于分斷額定電流的情況可以歸結為反向起弧分斷情形，因此，可以分斷額定電流。

3 兩種強迫換流方式比較

假定高速電磁斥力開關電感為0.01 μH，開關電阻為120 μΩ，關斷電容C為400 μF，關斷電感L為10 μH。利用Matlab仿真工具建立仿真模型，對比同一工況下，兩種強迫換流方式在高速電磁斥力開關電流、關斷電容換流能力、關斷時間及分斷額定電流之間的異同。

3.1 高速電磁斥力開關電流

同一短路工況，控制單元向開關發送分斷指令的時刻決定了開關動靜觸頭分離的時刻。無論哪種換流方式，開關電流都是從晶閘管VT1導通后開始減小的。介于“先換流再分斷”換流下晶閘管VT1導通時間早，所以，對于同一短路工況該種換流下開關電流處于較小點時就開始下降，而“先分斷再換流”換流下開關電流上升至較高點才開始下降，這導致了“先換流再分斷”換流下開關電流較小。

3.2 關斷電容換流能力

兩種換流方式下，二極管VD1的導通關斷情況有所不同?！跋确謹嘣贀Q流”的換流方式下，二極管VD1始終關斷，電容電流全部用于強迫換流。而后者二極管VD1在VT1導通瞬間即開始導通分流，在換流初期削弱了電容強迫換流的能力。但開關動靜觸頭分離后，VD1電流陡降至零，不再分流，而VD2電流相應陡升，使得換流后期電容電流全部用于強迫換流。從整個換流過程來看，VD1前期分流雖然使電容換流能力減弱，但隨著VD1電流降為零，電容換流能力又得以恢復?？傮w來說，VD1的前期分流作用對電容強迫換流影響不大，其換流能力與VD1始終關斷時的換流能力相當。但“先換流再分斷”換流下開關電流較小，所以，該種換流方式下關斷電容電壓可以更低，如圖9所示。

圖9 兩種強迫換流方式下，分斷短路故障電流波形

3.3 關斷時間

“先換流再分斷”換流方式下，換流開始時刻相對較早。同時，關斷電容電壓較低，以至于電容放電時間也相應較短。兩個因素共同作用下使該種換流方式總關斷時間略短。

3.4 分斷額定電流

兩種換流方式分斷額定電流，僅僅是“燃弧階段”和“軟換流階段”的先后不同，其總分斷時間、各關鍵器件的電壓電流變化情況差別不大。相較于“先分斷再換流”換流方式，“先換流再分斷”換流由于二極管VD1分流影響，其燃弧電流相對較小，但換流過程較長。

4 結 論

針對兩種混合式限流斷路器強迫換流方式進行研究，本文分析了兩種強迫換流方式優缺點，得出如下結論。

（1）“先分斷再換流”換流方式換流過程相對明確，容易實現高速電磁斥力開關和強迫換流支路的協同控制。

（2）相比于“先分斷再換流”換流方式，“先換流再分斷”換流方式換流過程復雜。根據開關動靜觸頭分離時，開關電流大小可將其分為理想零電流分斷、正向起弧分斷以及反向起弧分斷3種情況。且每種分斷方式均受到高速電磁斥力開關自身參數（主要是電感）的影響；給換流過程帶來了很大的隨機因素，增大了參數設計和協同控制的難度。

（3）同等工況下，相比于“先分斷再換流”換流方式，“先換流再分斷”換流方式下，通過高速電磁斥力開關最大電流小，換流能力和分斷額定電流能力相當，總關斷時間短。

（4）高速電磁斥力開關電感電阻參數及固有機械延時時間已知且為固定值時，適合選擇“先換流再分斷”換流方式換流。此時，當故障電流上升率較高時，通過開關協同控制策略使開關零電流分斷；當故障電流上升率較低時，通過開關協同控制策略使開關正向起弧分斷。當開關固有機械延時時間不確定時，最適合選擇“先分斷再換流”換流方式。