基于電容加壓/續(xù)流回路的直流開斷原理與仿真

肖立業(yè)，張志豐，滕尚甫，韋統振，邱清泉，林良真

(1. 中國科學院應用超導重點實驗室，北京 100190； 2. 中國科學院電工研究所，北京 100190； 3. 中國科學院大學，北京 100049)

1 引言

實踐證明，基于電壓源型換流器的高壓直流輸電技術(Voltage Source Converter based High Voltage DC Transmission Technology，VSC-HVDC，我國也稱為柔性直流輸電技術，簡稱柔直)是實現可再生能源并網的有效手段，因而近年來基于柔直的多端直流輸電技術(Multi-Terminal DC transmission technology, MTDC)得到了快速的發(fā)展[1-5]。2020年6月，世界首個具有直流網孔的500 kV柔直輸電示范工程在河北張家口建成，將為2022年冬奧會提供清潔的電力供應[6]。為了促進柔性直流輸電技術的實際應用，研究和開發(fā)面向MTDC和柔直電網的直流斷路器成為重要的任務。圍繞這個任務，近年來國內外先后開展了大量的研究和示范工作，并取得了快速的發(fā)展和一系列重要的成果[7-10]。

從原理上來講，目前已有的高壓直流斷路器主要分成三種類型[11,12]。第一類是基于人工過零的機械式直流斷路器，第二類是基于IGBT等可關斷器件和快速機械開關的混合式直流斷路器，第三類是基于電力電子器件的固態(tài)直流斷路器。然而，這三種類型的直流斷路器都可以簡化為圖1所示的結構，即直流斷路器的結構大體上都可以看成是由通流支路、轉移支路和吸能支路并聯構成。在開斷過程中，通過將通流支路上的短路電流先轉移至轉移支路，進而轉移至吸能支路(一般通過MOV閥組來構成)，并由吸能支路吸收輸電線路上電感的剩余能量，從而達到將短路電流徹底開斷的目的。這種方式存在的主要問題在于：一是在通流支路和轉移支路開斷后，直流電源仍然通過MOV閥組提供故障電流，直至短路電流降為零，這就降低了有效開斷速度，并使得直流換流器承受短路電流時間較長；二是采用MOV閥組全部吸收電感上的能量，導致MOV閥組吸能量過大，影響MOV閥組的長期可靠性。

圖1 現有高壓直流斷路器的構成方式Fig.1 Structure of existed DC breaker

為了解決上述問題，本文作者提出了基于電容續(xù)流的直流斷路器方案[13,14]，在主開斷支路開斷后，限流電感可通過電容續(xù)流，從而在主開斷支路開斷后，電源就不再提供短路電流，從而提高了有效開斷速度，并可減少MOV閥組的吸能量從而提高其可靠性。本文在前期研究的基礎上，進一步提出了基于電容續(xù)流回路的新型直流斷路器原理，并進行了仿真驗證。在此基礎上，對基于續(xù)流回路的直流開斷原理進行了討論。

2 電路結構及工作原理

本文所提出的新型直流斷路器的電路結構如圖2所示，它由主開關回路上的快速真空開關S及電力電子開關D0、T0以及電容加壓/續(xù)流模塊、限流電感L0和L、負荷開關K(可采用快速隔離開關)組成。電流的參考方向如圖2所示。為了簡便起見，在本文后續(xù)仿真中，以兩電平柔直系統為例，但所提出的結構也可以用于模塊化多電平換流器(Modular Multilevel Converter，MMC)的柔直系統，只是仿真和分析過程略顯復雜一些。其工作原理如下：

(1)初始準備過程。在直流線路投入運行之前，先斷開K并導通K1、K2(此處與K1、K2并聯的電阻R3、R4取MΩ量級)，然后導通快速真空開關S，此時晶閘管T1處于斷開狀態(tài)，電源通過二極管D2、電阻R1和D3、電阻R2分別給電容器C1和C2充電，待電容器C1和C2充電至額定電壓，即斷開K1、K2并導通K，線路投入運行。為了減少機械開關數量，也可以將D2、D3改為晶閘管并將K1、K2、R3、R4去掉，這樣可以使電路進一步簡化。

(2)開斷過程。如果輸電線路發(fā)生故障，檢測到故障后，立即指令S斷開，待S的觸頭移動到安全開距后，脈沖觸發(fā)導通T1，C1和C2的電壓疊加在一起，迫使L0(設定L0<

(3)吸能過程。主開關回路開斷后，C1和C2繼續(xù)通過L形成續(xù)流回路，當電容放電完畢后，電感將分別通過D4、r1和D5、r2并對電容C1、C2反向充電，部分電感能量通過r1、r2及MOV1和MOV2得到釋放。由于晶閘管T1單向導通，待電容反充電結束后，電感電流降至零時可斷開K，同時C1、r1、D4及C2、r2、D5分別形成RDC放電回路，電容的能量得以快速釋放，而T1則自動斷開。

(4)重合閘過程。在(3)的吸能過程結束后，即可重新導通S、K1、K2并對電容C1、C2充電，待電容充電完畢并關斷K1、K2，在設定的重合閘時間再次導通K。如果重合閘不成功，則重復上述(2)、(3)過程完成短路電流的開斷和吸能過程。

圖2 新型直流斷路器的電路原理結構圖Fig.2 Electric circuit of novel DC breaker

圖2中，快速真空開關串聯了一組由二極管D0和晶閘管T0組成的電力電子開關，其目的是為了確保直流斷路器在正常狀態(tài)時可以雙向傳輸功率。當傳輸電流自圖2中的左側母線向輸電線路方向時，電流通過S和D0，這種情況下的開斷過程與上述分析(2)、(3)、(4)相同。當傳輸電流自輸電線路注入母線時，電流流經T0和S。在這種情況下，如果輸電線路發(fā)生短路故障，則流經T0的電流先減少，然后反向至T0關斷再流經D0，后續(xù)過程也與上述分析相同。需要指出的是，圖2中的D0和T0也可以改由IGBT組成，這樣圖2中的主開關電路還可以修改為圖3所示的電路。當輸電線路發(fā)生故障時，觸發(fā)晶閘管T導通并立即關斷IGBT，迫使電流轉移至晶閘管T，并同時觸發(fā)S關斷，待S移動到安全開距后，再觸發(fā)T1導通，當L0上的電流反向時，晶閘管T自然關斷而二極管D導通，隨著電容的電壓進一步下降，流過L0的電流將逐步減少，當流過L0的電流再次反向時，二極管D即可截斷電源供應的電流。

圖3 一種直流斷路器主開關結構法的替代方案Fig. 3 Alternative for main switch of DC breaker

由于圖2和圖3中的D0和T0或IGBT并不承擔開斷電壓，所以采用少量器件串聯即可，但仍然會增加正常運行時的損耗。為此，根據文獻[15]的啟示，一個可行的改進方案如圖4所示，即在快速真空開關S兩端并聯兩組二極管反串聯電路，反向二極管組之間再接入圖2中的電容加壓/續(xù)流模塊。其工作原理是：檢測到故障時，先觸發(fā)S分閘，當S觸頭分離到安全開距時，脈沖觸發(fā)加壓/續(xù)流模塊中的T1導通后，電容器首先通過D12向L提供電流，當L0上的電流因反向電壓逐漸減少到零時，此時S的弧壓下降到零且L0上的電流開始反向，然后D12的管壓降將全部施加到D11上并使D11導通，電容器通過D11為L0提供反向電流，此后快速真空開關S處于“零休”狀態(tài)。待電容上的電壓持續(xù)下降并導致L0上的電流再次反向時，S的介質已經恢復并處于關斷狀態(tài)，而D11則反向截止，此時電源完全斷開，此后由電容與電感形成續(xù)流回路，后續(xù)工作過程同上述(3)的分析。

圖4 直流斷路器的電路原理結構改進方案Fig. 4 Improved electric circuit for DC breaker

此外，同一條直流母線上往往會連接有多條輸電線路，因此需要安裝多臺直流斷路器。考慮到電容器組的造價比較高且多條輸電線路同時發(fā)生短路故障的概率極低，因而也可以讓這些直流斷路器共享同一個電容加壓/續(xù)流模塊，即在某條輸電線路發(fā)生故障時，電容加壓/續(xù)流模塊就為某條輸電線路上的直流斷路器提供電流過零點和續(xù)流通路，這樣就可以降低系統的總造價。基于圖4，其改進電路如圖5所示。

圖5 適用于多條線路的直流斷路器電路原理結構改進方案Fig. 5 Improved electric circuit of DC breaker used for multiple transmission line

與已有三種類型的直流斷路器相比，上述直流斷路器的主要優(yōu)點在于：一是有效開斷速度快，在主開關開斷后，短路電流即被切斷，在吸能過程中，電源不再提供短路電流。二是可靠性更高，因為部分電感能量通過電阻得以釋放，降低了MOV閥組的吸能要求，通過選擇合適的吸能電阻阻值，甚至可以避免使用吸能型MOV閥組。與混合型直流斷路器相比，本方案沒有使用大量的可關斷器件，而與基于人工過零的機械式斷路器相比，本方案為快速真空開關提供了有效的“零休”時間，確保其開斷的可靠性。三是可以對短路電流實施限制，即如果電容值取值適當，可以增加電容向L0的放電時間常數，因而在觸發(fā)S開斷的同時，就可以觸發(fā)導通T1，使短路電流快速下降，待S移動到安全開距時，短路電流已經大大降低。有關加壓限流/續(xù)流的思路，也可以用于配合混合直流斷路器等進行限流開斷，本文作者已在另一篇論文中對此進行討論[16]。此外，本文的直流斷路器方案雖以兩電平的柔直系統為例進行分析，但也可以拓展用于MMC柔直系統。

本文所提方案的不足之處在于：一是通過加壓方式實現人工過零，提高了線路的瞬態(tài)電壓水平(2倍額定電壓)，但由于瞬態(tài)電壓持續(xù)時間為ms量級(可以從后續(xù)的仿真結果看到)，通過合理的絕緣配合是可以解決的。二是本方案只能對輸電線路的短路故障進行開斷，無法對本地母線的短路故障進行開斷，但是這也不至于影響故障的正常開斷。這是因為，如果輸電線路的遠端落點是無源端的話，則直流斷路器的本地母線發(fā)生短路時，輸電線路并不向母線注入短路電流；如果輸電線路的遠端落點也是有源端，則遠端落點的當地直流斷路器可以切斷短路電流，而本地換流器的出口斷路器可以切斷本地電源的短路電流或者直接閉鎖本地換流器。因此如果需要的話，就可以在靠近源端的當地斷路器切斷短路電流且在電感L的電流降為零后，再對本地斷路器的快速真空開關S實施開斷操作而無需投入續(xù)流電容器。這樣的操作也可以確保故障的有效開斷，但需要在故障檢測系統中增加故障定位功能。

3 仿真結果及分析

為驗證上述直流斷路器的有效性和優(yōu)越性，本文擬以圖2所示的基本電路為基礎，以基于兩電平換流器的100 kV系統為例并進行仿真，直流開斷電路的主要設計參數如表1所示。

表1 圖2各個主要元件的設計參數Tab.1 Design parameters of elements for Fig.2

選取VSC-HVDC換流器的等效電容為150 μF；輸電線路額定電流為1 kA、短路電流變化率約為2.5 kA/ms；快速真空開關S采用電磁斥力操作機構的真空斷路器，其動作時間設定為3 ms；故障判定時間為2.0 ms。根據上述直流斷路器的工作原理，對其限流開斷過程、續(xù)流吸能過程和重合閘過程進行仿真。

3.1 主開關限流開斷過程仿真

設定發(fā)生故障的時刻為時間軸上的400 ms，當短路故障發(fā)生后2.0 ms，系統判定短路故障，并觸發(fā)快速真空開關S動作，故障5 ms后S移動至安全開距。在故障5.2 ms后觸發(fā)晶閘管T1導通，電容器C1和C2分別通過電抗器L和K、L0及快速真空開關S放電。如圖6所示，故障發(fā)生后5.2 ms，快速真空開關S電流達到最大值13.4 kA，并在5.4 ms時下降為零，實現了主開關回路電流反向，二極管D1導通。二極管D1導通0.4 ms后，電流再次減小為零并開始反向，短路電流被阻斷，而真空開關S因得到0.4 ms的“零休”時間而完成介質恢復，因而故障線路得以開斷。在此過程中，二極管D1的最大電流為4.4 kA。電容器C1和C2的電流波形如圖7所示，最大放電電流為18.87 kA，放電時間持續(xù)0.6 ms。

圖6 主開關回路中快速真空開關S、二極管D0和D1的電流波形Fig.6 Current curve of S、D0、D1 for main switch

圖7 加壓/續(xù)流放電回路中電容器C1、C2和晶閘管T1的電流波形Fig.7 Current curve of C1、C2 and T1 for freewheeling circuit

在限流分斷過程中，快速真空開關S、二極管D0和D1的電壓波形如圖8所示，電容器C1、C2和晶閘管T1電壓波形如圖9所示。由此可見，快速真空開關S的電壓峰值為136.4 kV，反并聯二極管D1電壓峰值136.5 kV，二極管D0承受的電壓非常小。在放電過程中，由于MOV和電阻的保護作用，電容器C1和C2的反向電壓僅為18.1 kV。

3.2 續(xù)流過程仿真

圖8 主開關回路快速真空開關S、二極管D0和D1的電壓波形Fig. 8 Voltage curve of S, D0, D1 for main switch

圖9 加壓/續(xù)流放電回路電容器C1、C2和晶閘管T1的電壓波形Fig. 9 Voltage curve of C1、C2 and T1 for freewheeling circuit

圖10 電容C1的緩沖保護回路各元件的電流電壓波形Fig.10 Current and voltage curve of elements of buffer circuit for C1

在限流分斷過程中，MOV1和電阻r1作為電容C1的緩沖保護回路，其電流電壓分別如圖10所示。電容C1和C2與電抗器L形成續(xù)流回路，當電容C1和C2出現反壓時，其緩沖保護回路導通，電感L上的能量部分通過r1釋放，同時緩沖保護回路也有效抑制了電容器的反電壓，MOV1確保電容C1的反電壓在MOV1的擊穿壓降之內，C1和C2及電感L在續(xù)流過程中的電流電壓曲線如圖11所示。二極管D4、MOV1和電阻r1的電流峰值分別是14.76 kA、11.61 kA和3.15 kA，MOV1和電阻r1的電壓峰值都是15.84 kV，MOV1和電阻r1吸收的能量分別為1.24 MJ和0.7 MJ。經過約30 ms，緩沖保護回路電流降低到接近零，此后即可斷開機械開關K。二極管D5、MOV2和電阻r2作為電容C2的緩沖保護回路，其電流電壓變化情況與D4、MOV1、r1基本相同。

電抗器的電流峰值14.89 kA、電壓峰值195 kV，反向電壓峰值為36.24 kV。在續(xù)流過程中，采用了二極管、MOV和電阻組成的續(xù)流回路，確保了電抗器單向快速放電，并且電容器的反向電壓限制在18.1 kV左右。

3.3 重合閘過程仿真

為了保證在給定的時間(一般為300～500 ms)內實現重合閘，需要在重合閘之前完成電容器C1和C2的充電，并使各個元件恢復到初始狀態(tài)。為此，在續(xù)流過程結束后，K已經斷開，待電容C1、C2分別通過r1和r2完成放電后，即可閉合快速真空開關S、普通開斷K1和K2來實現對C1和C2的充電。充電過程中，主開關回路及加壓/續(xù)流回路各主要元件的電流和電壓波形如圖12和圖13所示。電容C1、C2的充電電流峰值控制在0.5 kA，充電100 ms后，電容C1和C2的電壓達到99.8 kV以上，基本滿足重合閘的條件。

由上述仿真可見，在檢測到故障發(fā)生后4 ms內，主開斷回路實現了對故障線路的完全分斷；故障35 ms后，續(xù)流回路和電容的緩沖回路放電過程完成；此后，預留給機械開關K的開斷時間為25 ms(零電流情況下開斷)，然后閉合S和K1、K2(預留25 ms)，電容器充電的時間小于100 ms，此后再斷開K1和K2(預留25 ms)。由此可見，考慮到各動作前的檢測時間和必要的時間間隔，直流斷路器在故障后300 ms以內可以恢復到重合閘等待狀態(tài)。如果將圖2中的D2、D3改為晶閘管并將K1、K2、R3、R4去掉，則可以進一步加快恢復過程。如果系統所發(fā)生的是瞬時性故障，線路斷路器K閉合，直流斷路器順利投入；如果系統所發(fā)生的是永久性故障，直流斷路器將再次開斷。

圖11 電容器C1、C2和電抗器L的電流電壓波形Fig.11 Current and voltage curve of C1、C2 and inductor L

圖12 快速真空開關S、電容器C1和C2電流波形Fig. 12 Current curve of S, C1、C2

圖13 電容器C1和C2、晶閘管T1電壓波形Fig. 13 Voltage curve of C1、C2 and T1

4 討論

本文提出的方案，可以在主開斷回路開斷后，由電容器與線路電感形成續(xù)流回路，從而使得開斷過程與吸能過程分離開來，一方面提高了有效開斷速度，另一方面吸能元件也可以僅由吸能電阻組成或者由吸能電阻與MOV閥組共同組成，這樣就可以有效降低MOV閥組的吸能量，有助于進一步提高直流斷路器的長期可靠性。

再次以圖2為例，本文將其中的MOV1、MOV2閥組全部去掉，而僅保留吸能電阻r1和r2，且取r1=r2=1.0 Ω，其他參數不變，再次對本文第2節(jié)的過程(3)即續(xù)流和吸能過程進行仿真，其仿真結果圖14所示。根據仿真結果可知，后續(xù)續(xù)流過程持續(xù)了大約73 ms，與圖11相比，吸能過程慢了約40 ms，因而總體上并不影響重合閘時間，而吸能電阻吸收的總能量為1.81 MJ。由此可見，為直流斷路器配置合適的續(xù)流回路，將吸能過程與電源的短路電流切斷過程實施有效的分離，對于提高直流斷路器的綜合性能是大有裨益的。

圖14 去掉MOV1和MOV2后的續(xù)流和吸能過程Fig. 14 Freewheeling and energy dissipation process without MOV1and MOV2

對于以往的三種類型的直流斷路器，也可以考慮增加電容續(xù)流回路(包括加壓或不加壓的電容續(xù)流回路)。如果采用電容加壓續(xù)流回路，合理的參數配合，可以有效限制短路電流的大小并縮短短路電流切斷時間[16]；如果采用不加壓的續(xù)流回路(即圖2只采用一個電容器的續(xù)流回路)，則電容器可通過一個晶閘管組與電感形成續(xù)流回路。此外，也可以采用如圖15所示的簡單續(xù)流回路，其工作原理簡述如下：當直流斷路器的吸能支路(一般也由MOV閥組構成)被擊穿后，圖15中的P點電位將變?yōu)樨摚沟秒姼蠰、吸能電阻r(或者r與MOV)及二極管D構成續(xù)流回路。L0的取值遠小于L，合理選取電阻r的值，在直流斷路器的吸能支路擊穿后，L0上的電流將很快下降到零，在此過程中，直流斷路器的吸能支路大體上只需要吸收L0上的能量即可，因而可使直流斷路器快速完成對電源短路電流的分斷。此后，電感L的電流經吸能電阻r逐漸衰減到零。

圖15 包含續(xù)流回路的直流開斷電路結構示意圖Fig. 15 DC breaker with freewheeling circuit

5 結論

本文提出了一種基于電容加壓/續(xù)流模塊的新型直流斷路器原理，并進行了仿真，驗證了所提原理的有效性和優(yōu)越性。研究表明，在直流開斷電路中采用電容續(xù)流回路，可將直流斷路器的開斷過程與吸能過程實施有效的分離，從而提高了直流斷路器的有效開斷速度；同時也可以降低吸能元件的吸能量，并提高直流斷路器的長期可靠性。電容續(xù)流回路也可以用于其他直流斷路器或直流開斷裝置中，對于提高直流開斷裝置的綜合性能具有現實意義。

致謝：衷心感謝大連理工大學鄒積巖教授的指點和對論文提出的修改意見；衷心感謝西安交通大學王建華教授、吳翊教授和榮命哲教授在本文形成前的指點和有益討論。