具有重合閘功能的限流型混合式高壓直流斷路器

章寶歌，焦越敏，平善言，吳伯祥

(蘭州交通大學自動化與電氣工程學院，蘭州市 730070)

0 引 言

近些年，柔性直流電網技術發展成為了新能源發電的重要輸電手段之一[1-2]，高壓直流(high voltage direct-current，HVDC)輸電具有更加廣闊應用前景[3-4]。隨著新能源發電并網容量逐年提升，高壓直流輸電由于能夠更有效提高可再生新能源利用效率，規模不斷擴張[5-6]。但由于直流輸電系統的結構日益復雜，給系統的運行及換流站帶來了很大的安全隱患[7-8]。高壓直流斷路器(DC circuit breaker，DCCB)作為保護直流系統安全穩定運行的核心裝備，提升直流斷路器的快速分斷能力，降低斷路器故障電流的上升率以及解決直流短路故障時的隔離問題，都是急需解決的問題[9-10]。

高壓DCCB分為機械式DCCB、全固態式DCCB及混合式DCCB三種[11-12]。混合式DCCB結合了前兩者的技術優點，能完美滿足直流開斷速度快要求的同時能夠實現直流通態損耗更小[13-14]。傳統的混合式DCCB采用絕緣柵雙極性晶體管(insulated gate bipolar transistor，IGBT)串并聯組成轉移支路，消耗半導體器件多，成本較高[15-16]。文獻[17]提出的拓撲在成本上用電容取代了IGBT。但電路的電流值一度達到了20 kA，容易對限流器件造成損害，對斷路器的器件來說，其性能要求較高，且該拓撲所需開斷時間比較長。文獻[18]提出的拓撲結構加了接地二極管，故障側的電流通過二極管耗散，不再經由避雷器吸收，從而減少了避雷器吸收的能量，但故障側的電流放電所需時間較長。文獻[19-20]提出的拓撲結構都加了預充電電容，故障電流被切斷后電容的電壓極性發生變化，但其電壓很難恢復到原有極性，因而當重合閘時，需要進行預充電。文獻[21-22]提出的拓撲結構在限流模塊優勢明顯，但在重合閘方面沒有描述。

本文提出一種具有重合閘功能的限流型混合式高壓直流斷路器(current limiting hybrid high voltage DC circuit breaker with reclosing function，RFL-HDCCB)拓撲。該斷路器既能夠實現限流功能，又只需對電容預充電就可實現無限循環。且該斷路器最主要的優勢在于兩套晶閘管實現了雙向故障開斷和重合閘功能。首先，介紹RFL-HDCCB的結構以及工作原理，分析運行過程，對重合閘過程進行介紹。其次，給出斷路器的關鍵參數。最后，對斷路器的可性進行仿真驗證。

1 拓撲結構和工作原理

1.1 拓撲結構

RFL-HDCCB拓撲結構如圖1所示。其主體結構采用了全橋式整流電路，由通流支路、限流支路、斷流支路和旁路支路4部分構成。Rs、Ls、Ud分別為模塊化多電平換流器等效后串聯的電阻、電感值和直流電源電壓值，Rf為直流線路等效電阻，Ldc為直流電抗器電抗值。

圖1 RFL-HDCCB拓撲結構

1)通流支路。由超快速機械開關(ultrafast mechanical switch，UFMS)和負載轉換開關(load commutation switch，LCS)組成。

2) 限流支路。按照功能，限流支路分為三部分：(1)晶閘管閥組T1、T2，二者交互作用，主要作用則是為了可以迅速高效地將通流支路上的故障電流進行安全轉移，保證了UFMS系統可在零電流零電壓的條件下對系統進行迅速可靠地自動關斷。(2)T5a、T5b反向并聯晶閘管組和電容C構成的串聯支路。有三方面作用，其一，通過對電容C的反向充電可儲存部分能量；其二，限制了限流電抗L兩端的過電壓，其三，有效保證了T1、T2的可靠關斷。(3)由晶閘管閥T6a、T6b反向并聯晶閘管組和限流電阻RL及限流電抗L構成的串聯支路，在故障回路電流中用來抑制短路電流的迅速上升。

3) 斷流支路。由IGBT和避雷器并聯構成。該部分用以承載和開斷故障電流，利用避雷器來耗散非故障側的能量。

4) 旁路支路。由晶閘管閥組Tby與泄能電阻Rby串聯組成。在避雷器動作時隔離了故障側與非故障側電壓之后，再用泄能電阻吸取故障側電能。

1.2 工作原理

1) 穩定運行。當直流控制系統正常工作時電流只流過通流支路，而其他支路均保持在閉合狀態。

2) 限流過程。直流系統發生故障，被檢測到后，導通通流支路中的T2、T4以及斷流支路中的IGBT，電流向限流支路轉移，同時給通流支路中的LCS關斷信號。當UFMS達到完全開距后，T1、T5a導通，電容C開始放電，T2因承受反壓逐漸關斷。當電容C兩端電壓為0時，開始反向充電，同時T6a也因耐受正壓而導通，限流電阻RL和限流電抗L開始運行。當電容C兩端的電壓高于系統電壓后，電容C所在的支路電流逐漸開始減少，至減小到0，電容C關斷，限流電抗L所在支路完全投運行。

3) 斷流過程。斷流支路中的IGBT關斷，金屬氧化物避雷器(metal oxide varistor，MOV)導通，同時旁路支路導通，使得故障側和非故障側的故障隔離開后，非故障側的電流逐漸減小至0后避雷器自行安全切斷。

4) 旁路過程。當避雷器開始動作后，旁路支路中的泄能電阻Rby吸收耗散故障側的能量。

5) 重合閘過程。與交流斷路器相同，直流斷路器在分斷一段時間后也要進行重合閘，以保證電流短路故障排除，恢復系統正常供電，提高系統供電的可靠性。當該電路進行重合閘時，由于電容C的電壓極性發生改變，不需要再給電容充電即可切斷故障電流，實現故障電流的重合閘過程。由于限流模塊的對稱性，無論故障電流的方向如何變化，限流模塊都可以輔助切斷故障電流。

2 過程分析

2.1 故障關斷

1)電容C預充電階段(t0—t1)。

從t0到t1，直流系統穩定運行。在此期間，通過T2和S的導通來完成電容C的初始充電。電容C的充電原理圖如圖2所示，大電阻R1的作用是限制充電電流的值。當電容C充電完成時，流過T2的電流減小到0，T2被成功關斷。至此電容C的預充電完成。

圖2 電容C預充電電路圖

2) 限流準備階段 (t1—t3)。

t1時刻電路發生故障，由于未檢測到電流發生故障，通流支路正常工作，其余支路處于被旁路狀態。在t2時刻檢測到短路故障后，T2和T4以及斷流支路IGBT導通，確保LCS和UFMS不需要承受高電壓。向LCS發出分斷指令。電流迅速轉移，UFMS開始分斷，電流通流支路傳輸到T2和T4所在的通路。該時段的電流路徑如附錄圖A1(a)所示。

t2時刻，晶閘管T1處于關斷狀態，但電容的電壓加在晶閘管T1兩端，晶閘管T2兩端的電壓等于LCS與UFMS的導通壓降(大于0)，此時給晶閘管T2觸發信號，晶閘管T2成功導通。該時段的電流路徑如附錄圖A1(b)所示。在t3時刻，UFMS達到額定開距。

設直流系統電源電壓為Ud，直流系統總電流為id，電抗電流為iL(t)，在t2—t3期間，可得：

(1)

(2)

由式(1)、(2)可得：

(3)

3) 限流階段 (t3

在t3時刻，UFMS完全達到開距后，給T1及T5a導通信號，T1立即導通(t3時刻，T2已成功導通，分析C、T5a、T1、T2組成的回路可知，由于T1導通之前承受正壓，故而在給T1導通信號后，T1成功導通)，換相電容C投入運行。由于電容C陽極電壓方向與短路電流方向相反，電容首先放電，電容C釋放的電壓促使T5a導通，T2轉而承受反壓，其初始的陽極電流因此迅速下降，流向T2的電流逐漸轉移到T1。直至t4時刻，流過T2的電流減小到0，T2被T1成功關斷。該時段的電流路徑如附錄圖A1(c)所示。

t4時刻，T2關斷，但電容C放電還未結束。t5時刻，電容C放電結束。該時段的電流路徑如附錄圖A1(d)所示。

電容C放電的動態過程描述為：

(4)

(5)

式中：uC為電容C兩端的電壓；iC為電容C兩端的電流；C為電容C的電容值。

由于T2關斷迅速，可忽略不計，即認為電流在t3時刻全部轉移至T5a支路中，得i(t3)=id(t3)=I0，聯立式(4)及式(5)可解得此階段中電容電壓及電容支路電流為：

(6)

(7)

4) 限流階段 (t5

t5時刻，電容C放電結束，其反向電流降至0后電容開始充電。同時T6a因承受正壓而自行導通，限流電抗所在回路開始投入運行。該時段內的電流路徑如附錄圖A1(e)所示。

(8)

(9)

(10)

id=iC+iL

(11)

化簡得：

(12)

令iC(t5)=I5，將初始值UC(t5)=0代入得：

iC=ACλsin[λ(t-t5)]+I5cos[λ(t-t5)]

(13)

(14)

(15)

隨著電容C反向充電，流過電容C的電壓uC逐漸升高，當uC升高至系統電壓時，發生故障的線路的電流開始減小。t6時刻，電容電流iC減小至0，電容電壓uC充至最高電壓，電容支路斷開。

5) 限流階段 (t6

t6時刻后，限流電抗L所在支路完全投入運行。該時段的電流路徑如附錄圖A1(f)所示。

將t4代入式(13)、(14)、(15)中得id(t6)=iL(t6)=I6，阻感支路中瞬時電流iL為：

(16)

式中：τ0=(L0+L)/RL；R∑=RL+Rs。

限流阻抗L支路的導通，減少了故障電流的上升速率。

6) 吸能階段 (t7

t7時刻，避雷器MOV達到工作電壓，避雷器MOV導通運行，IGBT關斷，同時旁路支路晶閘管Tby收到導通信號。避雷器MOV投入運行后，開始吸收非故障側能量并限制過電壓。故障側電抗開始通過旁路支路晶閘管Tby對接地電阻Rby放電。t8時刻，流過避雷器的電流為0，避雷器吸能結束。該時段內的電流路徑如附錄圖A1(g)所示。

t7至t8時段為避雷器吸能時間，記為Δt，由式(16)可得t7時刻的故障電流為id(t7)=iL(t7)=I7，由KVL得：

(17)

解上式得：

(18)

式中：Δt為避雷器吸能時間；UMOV為避雷器的動作電壓；τ1=L/(RL+RS)；ΔU=Ud-UMOV。

由式(17)可知，電抗值越小，電流下降速率越快，避雷器吸能時間Δt越短。

7) 旁路階段 (t8

t8時刻非故障側電流降為0，故障側儲存在直流電抗Ldc中的電流繼續通過接地電阻Rby放電耗盡能量。t9時刻，故障側電流清除完畢，該時段的電流路徑如附錄圖A1(h)所示。

2.2 重合閘

由于直流輸電的故障類型有暫時性故障和永久性故障兩種類型，重合閘也分為了兩種情況。當故障為暫時性故障時，斷路器正常閉合，其時序如圖3所示。

圖3 正常閉合時序圖

正常閉合時，開通T1和T5a，在電容C的放電作用下，流經斷流支路IGBT的電流迅速上升，斷路器兩端電壓下降為限流支路及斷流支路的導通壓降。幾微妙后，流經IGBT的電流達到正常負荷電流后，通流支路的UFMS在零電流低電壓的條件下無弧合閘，導通LCS，電流轉移至通流支路，重合閘完成，其電流圖如圖4所示。如若流經IGBT的電流依舊上升，則為永久性故障。

圖4 RFL-HDCCB正常閉合電路圖

當故障類型為永久性故障時，只需要重新調換T1和T2的動作順序，以及重新調換T3和T4的動作順序，用T5b替換T5a，用T6b替換T6a，即可再次切斷故障電流，實現重合閘功能。由前面章節所述的工作原理可知，在RFL-HDCCB初次運行前，需要先對電容進行預充電儲能，但在RFL-HDCCB開斷故障電流的過程中，直流電源將對電容器C進行充電，不僅使得換相電容的電壓能得到補充，也減少了避雷器吸收的能量。RFL-HDCCB完成故障電流關斷后，電容的放電路徑全部阻斷，電容中的能量得以保存，后續每次開斷故障電流都不需要對換相電容進行再次充電。重合閘電流路線如附錄圖A2所示。由附錄圖A2可知，RFL-HDCCB重合閘后將恢復至附錄圖A1的初始工作狀態。

3 仿真分析

3.1 器件參數設計

1) 電容值C的選擇。

本文提出的RFL-HDCCB拓撲通過晶閘管T1(T2)控制電容所在支路的導通關斷，又電容的充放電也控制著晶閘管T2(T1)的關斷，故而電容C所能承受的電流要大于短路電流峰值。在設計電容值C時，要考慮到其在充電時電容的耐壓能力。電容值C在放電過程中系統能量平衡關系式如下:

(19)

分析式(19)可知，故障電流與電容值C成正比。

電容值C在充電過程中能量平衡式如下:

(20)

式中：Wdc為電容反向充電期間向限流支路轉移的能量。

分析式(20)可知，電容值越大，轉移的時間越長，轉移能量越大。

本文以500 kV直流系統為研究對象，電容C的預充電電壓取U0。C、idc、UC的關系如圖5所示。由圖5可知，電容值C越小，電容充電越快，電流峰值越低，電阻和電抗所在支路完全投入所需時間越短；但電容值C越小，故障清除后uc的絕對值將越大，該部分絕緣成本投入越大。本文電容值C的取值為10 μF。

圖5 C、idc、UC的關系

2) 限流電阻值RL的選擇。

通過限流電阻耗能后，避雷器吸收的能量減少。電流隨電阻值RL變化的規律如圖6所示。

由圖6可知，阻值越大，限流能力越好。但綜合考慮到電阻的體積、經濟性、散熱性能及限流能力等方面因素，本方案采用的限流電阻值為15 Ω。

圖6 限流電阻RL與iL的關系

3) 限流電抗值L的選擇。

限流電抗在電路中的使用，抑制了電流的上升速率。電抗越大，抑制效果越明顯，但會延長限流電抗L完全投入的時間，使故障分斷時間延長。從t5時刻開始投入運行，至t6時刻完全運行，此時，iC=0代入式(13)可得：

Δt0=arctan(-IL/λAUdcC)/λ

(21)

式中：Δt0為阻感支路從開始到完全投入故障回路所需要的時間。

分析式(13)可知，λ的值與電抗L成正比；由式(21)可知，Δt0將會隨著λ的增大而增大；再者，當流過其的故障電流達到穩態時，電抗值L越大，電抗L本身所儲存的能量越多。

圖7為電抗值L變化時故障線路電流的變化規律。從圖7可知，電抗值L越大，故障電流的二次上升速率越慢，但與之相反的是，電抗值L越大，限流電抗完全投入所用的時間卻越長。由于目前高壓電抗成本高，但要保證它的絕緣及安全，因而對于500 kV直流系統，阻感支路采用200 mH的限流電抗。

圖7 限流電抗L與idc的關系

3.2 直流故障電流仿真

本節以如圖1中所示的等效系統模型建立了基于PSCAD的仿真系統模型，表1給出了該仿真模型系統中的一些主要參數。

表1 仿真參數

圖8所示為在永久性故障時，RFL-HDCCB分斷故障和重合閘過程中的故障電流轉移示意圖。

圖8 仿真電路波形

在t=3.0 s時，系統發生短路故障，延遲了1 ms后到t=3.001 00 s時檢測到故障，開始轉移電流。LCS立即關斷，同時使限流支路中的晶閘管T2、T4以及斷流支路的IGBT導通，UFMS開始打開。經過2 ms，即t=3.003 00 s時，UFMS達到額定開距而完全關斷，同時T5a導通。此時T1因承受正向電壓而導通，電容C開始放電。t=3.003 10 s時，T2因承受反壓關斷。t=3.003 35 s時，電容C放電結束，開始反向充電，且T6a導通，限流電抗L所在支路投入使用。t=3.005 00 s時刻，限流電抗L所在支路完全投入運行，電容支路關斷，電流上升速度減小。t=3.005 50 s時，斷流支路的IGBT關斷，避雷器開始消耗非故障側電流，同時旁路支路的晶閘管Tby導通，旁路支路消耗故障側的能量。t=3.007 20 s時，故障側電流為0，電路故障清除。經過300 ms后，t10時刻為RFL-HDCCB的重合閘時刻。

3.3 性能對比

為了驗證本文所提方案的開斷性能，本文在相同仿真條件下與已有的其他方案進行仿真對比分析。方案1為文獻[15]所提的新型HDCCB拓撲，方案2為文獻[14]提出的具有限流功能的直流斷路器拓撲，方案3為本文所提出的RFL-HDCCB拓撲。

3種方案的故障電流、避雷器吸收能量對比結果如圖9所示。

圖9 不同方案故障電流、避雷器吸收能量對比圖

由圖9可知，方案1沒有抑制故障電流的能力，在避雷器未動作前，故障電流迅速增加至峰值。由于對輸出電流不能進行有效控制，因此故障消除時間需要8.32 ms。方案2增加了限流功能，故障電流增長速度明顯降低，同時也降低了避雷器吸收的能量，對避雷器性能的要求大大降低。但因為加入了限流電抗，卻也拉長了避雷裝置吸能的時間，因此排除故障的時限又增加了，直至8.83 ms才可清除故障。方案3，即本文所提拓撲電路，電流的峰值以及電流的上升率極大減少，故障關斷時間為7.20 ms。相比方案1、方案3故障線路中電流峰值下降22.3%；在限流的作用下，線路電流下降52.1%；避雷器吸收能量比方案1減少34.2%；故障關斷時間也比方案1降低了1.12 ms。相較于方案2，方案3電流的峰值雖然沒有降低，但關斷所需時間降低了約1.65 ms；避雷器吸收的能量比方案2降低了34.2%。綜上所述，本方案與其他方案相比更有前景。

3.4 經濟性對比

為能夠進一步更加客觀地闡述本文所提的斷路器拓撲在實現故障分斷時更具經濟性，將文獻[15]所提的新型HDCCB拓撲，文獻[14]提出的具有限流功能的直流斷路器拓撲以及本文所提出的拓撲的器件使用數量和器件吸收的能量進行對比。

方案1：新型HDCCB。該方案中轉移支路中的電力電子器件為IGBT，通常電力電子轉移支路需要承受1.5倍的額定直流電壓，即額定電壓為500 kV，轉移支路的耐壓值為750 kV。需要承受的電流峰值為9.4 kA，需要的IGBT數量為2 700個。且避雷器吸收的能量為14.5 MJ，對避雷器的性能要求很高。

方案2：具有限流功能的直流斷路器。方案2中，由于限流支路的加入，斷路器中電流的峰值顯著降低為9.4 kA，轉移支路的耐壓值為750 kV，需要的IGBT數量為1 800個。其晶閘管需要數量為166個。避雷器吸收的能量為12.0 MJ，相較于方案1，對避雷器的性能要求降低。

方案3：本文方案。當短路故障發生時，由于限流支路的結構具有對稱性，當電容的電壓極性轉變時，晶閘管T1、T2動作順序調換，因而晶閘管T1、T2的電壓和電流也發生了調換，同理晶閘管T3、T4動作順序調換，晶閘管T3、T4的電壓和電流也發生了調換。T1、T2的電壓波形圖如圖10所示。由圖10可知，晶閘管組(T1、T2、T3、T4)的耐壓峰值達到700 kV，電流峰值為9.4 kA。因此，每組晶閘管需要83個，總共需要332個晶閘管。IGBT閥組耐壓為750 kV，需要的IGBT數量為1 800個。相較于方案2，避雷器吸收的能量為7.9 MJ，對避雷器性能的要求更低。

圖10 T1、T2電壓波形圖

在額定直流電壓相等的條件下，三種方案的對比結果如表2所示。

表2 三種方案對比結果

方案1中，混合式直流斷路器造價高昂的原因是大量使用IGBT器件，方案2、3使用晶閘管取代了大多數IGBT器件，降低了晶閘管的造價。方案3雖然晶閘管的使用數量比方案2多，但其關斷時間以及避雷器MOV的耗能均比方案2降低很多，且因避雷器耗能減少，對其性能要求更低，顯著降低了避雷器的造價。晶閘管的經濟性能遠遠高于避雷器的經濟性能。總體分析，方案3的可靠性和性價比較高。

4 結 論

本文通過分析所提RFL-HDCCB結構、原理、參數設計以及仿真驗證，得到以下結論。

1) 與IGBT相比，晶閘管的成本更低。采用兩組晶閘管實現雙向故障電流分斷，主限流部分采用大量串聯晶閘管，使其具有一定的經濟優勢。

2) 限流支路的結構是對稱的，因此電容C的電壓極性不影響故障電流的分斷。無論故障電流方向如何變化，限流模塊都可以輔助切斷故障電流。

3) 無論是瞬時性故障還是永久性故障，RFL-HDCCB都能實現重合閘功能，保證了直流系統在零電流和幾乎零電壓的條件下恢復正常供電，保證了直流輸電系統的安全。