基于大規模風、 光并網外送需求的高壓直流混合式直流斷路器研究

楊 勇， 王文杰， 劉亞萍， 謝曄源， 楊 兵， 陳 羽

（1.國網經濟技術研究院有限公司， 北京 102199； 2.南京南瑞繼保電氣有限公司， 江蘇 南京 211102）

0 引言

我國的風電、 光伏資源主要集中三北地區，而電力負荷主要集中在沿海經濟發達地區，三北地區的新能源電力亟需長遠距離、 跨區跨省、大規 模 集 中 外 送[1]，[2]。 高 壓 直 流 輸 電（High Voltage Direct Current，HVDC）技術在電能傳輸距離、傳輸容量以及傳輸功率的靈活性方面具有明顯的優勢。大規模風、光新能源通過高壓直流系統進行外送時，長遠距離、跨區跨省的直流架空線路極易發生直流短路故障， 此時必須通過直流斷路器快速有效地斷開短路電流。 高壓直流輸電拓撲結構如圖1 所示。

圖1 大規模風、光新能源高壓直流外送系統的拓撲結構Fig.1 Topology of the HVDC system for long-distance wind and photovoltaic power transmission

利用高壓直流斷路器來開斷大容量的直流短路電流一直是大規模風、 光新能源高壓直流外送技術中的重大難題[3]，[4]。 目前，高壓直流斷路器的技術方案主要有3 種：機械式直流斷路器[5]、固態式直流斷路器[6]和機械固態混合式直流斷路器[7]～[12]。 其中，機械式直流斷路器導通損耗最小，但是在開斷過程中存在燃弧現象， 導致開斷速度整體較慢。 固態式直流斷路器的本體由全控型電力電子器件構成，其開斷速度很快，但電力電子器件的導通壓降較高， 在大功率應用場合中的通態損耗較大。 機械-固態混合式直流斷路器在正常通流時，電流僅流過機械式開關，導通損耗較小；發生短路故障時， 電流首先由機械支路轉移到固態支路，由固態支路開斷短路電流，機械開關不會燃弧，因此開斷速度較快。 由此可知，混合式直流斷路器同時具備機械式和固態式直流斷路器的優勢，是高壓直流斷路器研究的主要方向。

目前， 混合式直流斷路器中的固態部分主要采用全控型電力電子器件來實現。 ABB 公司提出了基于絕緣柵雙極型晶體管 （Insulated-Gate Bipolar Transistor，IGBT） 串聯的混合式直流斷路器，實現了10 kV/9 kA 的短路電流開斷能力[7]。 然而，大量的IGBT 串聯導致了斷路器造價高昂。 文獻[8]提出了一種基于IGBT 全橋子模塊串聯的混合型直流斷路器， 這一拓撲雖然可以適當增加斷路器的開斷大電流的能力，由于需要大量的IGBT和子模塊緩沖電容，使得電路成本進一步上升。 針對IGBT 價格昂貴且通流能力差的缺點，文獻[9]采用了通流能力更強但成本較低的集成門極換流晶閘管（Integrated Gate Commutated Thyristor，IGCT）作為開關器件，但是受限于IGCT 自身的電流關斷能力，斷路器的開斷電流幅值有所減小。

為了降低混合型直流斷路器的成本，部分學者采用了晶閘管作為混合式直流斷路器中的固態開關。 由于晶閘管不具備自關斷能力，因此須要采用特殊的拓撲結構為晶閘管提供反向電壓，迫使電流過零關斷。 文獻[10]采用了多個并聯晶閘管及緩沖電容支路，通過控制不同支路之間的導通延時為晶閘管提供反向電壓，但是所需的器件數量較多，且控制較為復雜。 文獻[11]采用一組預充電的LC 支路為晶閘管提供反向電流使其關斷， 但電容放電過程會增加主回路的短路電流上升率，增大了斷路器電流應力。 文獻[12]對LC 支路的預充電電路進行了優化， 省去了高壓預充電電源，但增加了電路的復雜性。

針對以上方案存在的問題， 本文提出了一種新型的混合式直流斷路器拓撲結構， 其固態開關部分采用了晶閘管與IGBT 全橋子模塊混合串聯的方式， 在成本上優于基于全控型器件的混合式直流斷路器。在電路開斷時，由全橋子模塊的電容為晶閘管提供反向電壓使其快速關斷， 控制策略簡單，開斷速度很快。本文給出了該方案的拓撲結構，并分析了其工作原理，隨后對斷路器中的關鍵參數進行了推導和設計， 最終通過仿真驗證了新方案的有效性。

1 拓撲結構與工作原理

1.1 拓撲結構

本文提出的基于晶閘管與IGBT 全橋子模塊串聯的新型混合式直流斷路器拓撲結構如圖2 所示。

圖2 混合式直流斷路器的拓撲結構Fig.2 Topology of the proposed hybrid DC breaker

由圖2 可知， 該斷路器主要包含3 條并聯的支路：①主支路由一個快速機械開關K1和兩只反向串聯的IGBT（Q1，Q2）組成；②轉移支路：包括一條由n 組反向并聯晶閘管（T1，T1′-Tn，Tn′）和m 組IGBT 全橋子模塊（SM1-SMm）組成的半導體支路以及一條由限流電阻R、機械開關K1和緩沖電容C 組成的無源支路； ③耗能支路由金屬氧化物壓敏電阻（Metal Oxide Varistor，MOV）構成。

當電路正常工作時，電流流過主支路，導通壓降較小；當電路發生短路須要分斷時，短路電流首先由主支路轉移到轉移支路， 使機械開關無弧開斷，隨后電流進一步轉移到耗能支路。在耗能支路的作用下， 流過限流電感L 兩端的電流最終過零，斷路器完全開斷。

1.2 分閘工作原理

考慮圖2 所示的混合式直流斷路器， 假設在電路初始階段，K1，K2閉合，且Q1導通，則負載電流由斷路器的左側流入，右側流出。此時緩沖電容C 兩端電壓幾乎為零。 設IGBT 全橋子模塊電容C1預先充有幅值為VC1的電壓， 則一個完整的電流分斷過程可分為6 個階段， 分斷過程中主要電壓、 電流及控制信號波形如圖3 所示。 圖中：νBRK為斷路器兩端電壓；νT為串聯的晶閘管兩端總電壓；iK1，iT分別為流過K1、晶閘管T1的電流；iC，iMOV分別為流過緩沖電容、MOV 的電流；iL為流過斷路器的總電流。

圖3 混合式直流斷路器的工作過程波形示意圖Fig.3 Waveforms of the proposed hybrid circuit breaker

混合式直流斷路器的分段工作過程如圖4。

圖4 混合式直流斷路器的分段工作過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of the proposed hybrid circuit breaker during difference sections

（1）短路電流上升階段（t0～t1）

設在t0時刻負載發生短路，則短路電流iL開始迅速上升。 此時短路電流流經K1-Q2-Q1支路，電流路徑與系統正常工作時相同，如圖2 所示。短路電流上升速率為

式中：Vdc為系統的直流電壓；L 為限流電感電抗值。

（2）電流轉移階段（t1～t2）

t1時刻控制系統檢測到短路故障， 此時觸發Q1和K1關斷，同時觸發晶閘管T1-Tn以及全橋子模塊中的S3導通，則短路電流開始向T1-Tn-SM1-SMm支路轉移，電流路徑如圖4（a）所示。

（3）K1開斷延遲（t2～t3）

到t2時刻，短路電流由主支路完全轉移至晶閘管和全橋子模塊串聯的支路。 K1可以在無弧的情況下開斷。 盡管K1采用了快速機械開關，且在無弧條件下分斷， 但機械觸點需要等待幾個ms才能彈開到足夠的間距，并承受短路開斷電壓。因此在本階段內，電流路徑如圖4（b）所示，所有半導體開關維持導通，等待機械開關完全分斷。

（4）晶閘管反壓關斷（t3～t4）

在t3時刻，機械開關分閘完成，此時觸發全橋子模塊中的S3關斷，等待一個死區時間，隨后觸發S1，S4導通。由于全橋子模塊電容兩端已經建立起一定的電壓VC1， 而C 的兩端僅有幾十伏的壓降（晶閘管和IGBT 的導通壓降），則晶閘管兩端承受反壓Vr，經過反向恢復過程后，晶閘管關斷，其表達式為

式中：m 為串聯的全橋子模塊個數；VC0為緩沖電容C 兩端的初始電壓。此時電流路徑如圖4（c）所示。 本階段盡管流過晶閘管的電流di/dt 較高，但由于晶閘管電流持續下降，因此該di/dt 不會對晶閘管造成損壞[13]。

（5）電壓上升階段（t4～t5）

在t4時刻，晶閘管完全關斷，短路電流完全轉移至緩沖電容支路，電流路徑為K2-C，如圖4（d）所示。 隨后緩沖電容C 兩端的電壓νC在短路電流的作用下快速上升。

（6）電流二次轉移階段（t5～t6）

至t5時刻，C 兩端電壓達到了MOV 的動作電壓Vx，MOV 開始導通。 短路電流從緩沖電容支路向MOV 支路轉移，電流路徑如圖4（e）所示。 在t6時刻，短路電流完全轉移至避雷器支路，此時避雷器兩端電壓為Vy。

（7）能量吸收階段（t6～t7）

如圖4（f）所示，短路電流完全流過MOV 支路。此時MOV 兩端電壓大于直流側電壓Vdc，因此限流電感L 兩端承受反向電壓，短路電流開始下降。 至t7時刻，短路電流降為零，斷路器分閘完成。此時，觸發機械開關K2斷開，為后續斷路器合閘做好準備。

上述工作過程僅分析了電流方向為正（從左到右）的情況。 當短路電流為負（從右向左）時，工作原理類似，只須要導通關斷的元件不同。例如在階段III 中，晶閘管T1′-Tn′導通，全橋模塊中的S4導通；在階段IV 中，全橋模塊中的S2和S3導通；其它階段這里不再贅述。

1.3 合閘工作原理

與分閘過程相比， 本文所提出方案的合閘過程相對簡單。 由于在分閘結束時，機械開關K2已經斷開，則合閘過程可描述如下。首先觸發主支路IGBT（Q1和Q2）導通，隨后觸發機械開關K1導通。 經過幾個ms 的延時，K1觸點吸合，緩沖電容C 通過限流電阻R 放電， 放電回路為C-R-K1-Q2-Q1。 由于限流電阻的存在， 主支路中的IGBT不會存在較大的電流過沖。 經過一段時間，電容C 放電完成， 斷路器主支路中只流過負載電流。此時可觸發K2斷開， 為下一次故障分閘做好準備。 分閘階段子模塊電容需要放電，但子模塊電容損失的電荷量僅為晶閘管的反向恢復電荷，因此子模塊電容電壓下降很小。 根據式（3）可知，子模塊電容電壓下降僅為5%， 因此即使斷路器快速重合閘，隨后再次快速分閘，電容電壓也可保證斷路器完成第二次分斷。 另外，合閘階段各子模塊電容的電壓由多路隔離的直流源充電，受限于成本、體積等因素，該隔離直流源的功率較小。由于直流斷路器不存在短時間內頻繁開合的工況，因此緩沖電容電壓不會持續下降，采用功率較小的直流源即可保證子模塊電容電壓維持在一個相對穩定的值。

2 電路參數設計

2.1 設計方法

在本文所提出的晶閘管和IGBT 全橋子模塊混合串聯的方案中， 選取合適數量的晶閘管和全橋子模塊是一個關鍵問題。 本文所提出的拓撲利用預先充電的IGBT 全橋子模塊為晶閘管施加反壓使其關斷，如圖5 所示。

圖5 晶閘管關斷過程波形示意圖Fig.5 Waveform schematics of the thyristor turn-off

當全橋模塊中的S3關斷，且S1，S4導通以后，晶閘管并沒有完全關斷， 而是存在如圖5 所示的反向恢復過程。 晶閘管反向恢復過程中所需電荷全部由全橋子模塊中的電容C1提供。設單只晶閘管的反向恢復電荷為Qrr，則關斷晶閘管所需要的總電荷為nQrr。 設反向恢復過程結束后全橋子模塊電容電壓下降幅值最高為5%，則有：

除此之外，當晶閘管反向恢復過程結束后，其兩端的反向電壓必須維持一定的時間tq， 使剩余載流子完全復合后才可以保證晶閘管可靠關斷。設t3時刻，短路電流的幅值為It3，則It3為

當晶閘管反向恢復過程結束后，由式（3）可得所有子模塊電容的剩余總電壓為0.95 mVC1，該剩余電壓全部施加在晶閘管兩端。 由于t3～t4的維持時間很短，負載電流基本維持在It3不變。 為了保證晶閘管能夠可靠關斷， 至少留足2 tq的反向電壓時間，則有：

由階段（5）的工作過程可知，斷路器分斷過程中所承受的峰值電壓為Vy， 該峰值由MOV 的工作特性決定。 當分斷電流固定時，Vy為一個定值。設斷路器承受峰值電壓時， 晶閘管承受的電壓為VT。 此時全橋子模塊兩端總電壓約為0.95 mVC1，則有：

對于一個固定的斷路器應用場合， 當選定了所需IGBT 和晶閘管后，聯立式（3）～（6）即可得出所需的子模塊數量m、串聯晶閘管數量n、子模塊電容C1和緩沖電容C。

2.2 基于成本最優的20 kV/12 kA 直流斷路器設計

本文以額定電壓20 kV， 額定電流Idc=3 kA，峰值短路電流12 kA 為設計目標， 對混合式直流斷路器進行了詳細設計。

（1）主要元件的參數

為了滿足峰值電流12 kA 的需求，選擇ABB公司的4.5 kV/3 kA 壓接式IGBT。 由于晶閘管的耐浪涌能力更強，所以額定電流可以適當取小，最終選擇4.5 kV/1.5 kA 型號的快恢復晶閘管，其典型存儲時間為tq=60 μs， 典型反向恢復電荷Qrr=900 μC。 為了留出一定電壓裕量，設開斷過程中IGBT 和晶閘管所承受的峰值電壓均為3.5 kV。即VC1=VT=3.5 kV。

選擇分閘時間為2.5 ms 的快速機械開關K1，考慮短路檢測時間為0.5 ms，則t3-t0=2.5+0.5=3 ms。

選取電流總上升時間為3.2 ms， 則限流電感L=20 kV×3.2 ms/（12-3）kA=7 mH。

MOV 鉗位電壓Vy越高， 短路電流下降速率越高，斷路器分斷速度越快。 但Vy過高會帶來半導體元件的電壓應力變大，需要更多的器件串聯。綜合考慮以上兩點， 本文最終選取鉗位電壓Vy=2Vdc=40 kV。

根據以上討論，主要的元件參數如表1 所示。

表1 斷路器主要元件參數表Table 1 Key parameters of the circuit breaker

（2）子模塊數量m 的影響分析

將表1 中參數帶入式（3）～（6）中可以發現，式中存在4 個未知量；m，n，C1和C。 為了求出一組確定的參數值，需要首先給定一個m 值，方可求得其余3 個未知量。

圖6 給出了n，C1，C 及建造成本（Cost）隨m的變化曲線。

圖6 n，C1，C 的取值及建造成本與m 的關系Fig.6 Correlation between n，C1，C，Cost，and m

由圖6 可知， 隨著IGBT 子模塊數量m 的增加，所需的晶閘管數量n、子模塊電容C1、緩沖電容C 的值都相應減小。 m 取值應該綜合成本、經濟成本等因素進行優化。 本文在m 的取值過程中采用了建造成本最優的策略。考慮IGBT、晶閘管、子模塊電容、緩沖電容幾種主要元件的成本，圖6（d）為20 kV 下所提拓撲的總建造成本與m 取值的相互關系。 可見，在m=3 時斷路器的建造成本最低， 這也符合本拓撲減小混合式直流斷路器建造成本的初衷。 本文最終選取m=3，n=9，C1=15 μF，C=130 μF。對于更高電壓等級的斷路器，其固態部分有以下兩種實現方法： ①將20 kV 斷路器子模塊作為一個基礎閥段， 隨后將多個閥斷串聯至所需的電壓等級；②分別串聯H 橋模塊、晶閘管模塊、MOV、緩沖電容C 等，隨后按圖2 的結構統一連接成高壓直流斷路器。 但是這兩種串聯方案在工作原理、單個器件的電壓、電流應力方面都沒有明顯差別。

本文以20 kV/12 kA 為設計目標， 最終得到m=3，n=9，C1=15 μF，C=130 μF。 如果以200 kV/12 kA 作為設計目標，根據本文所提出的參數計算方法 可得m=30，n=90，C1=15 μF，C=13 μF （10 組130 μF 串聯）， 可見所有的器件數量均變為了原先的10 倍，而器件的電壓、電流應力與低壓情況下沒有區別。因此，以20 kV 作為建造目標所得到的主要元件參數同樣適用于更高電壓等級的斷路器設計。

3 直流斷路器開斷性能仿真驗證

根據前文所設計的20 kV/12 kA 混合式直流斷路器主要技術參數， 本文在Saber 中搭建了相應的仿真模型并進行了仿真驗證， 相應的仿真波形如圖7 所示。

圖7 混合式直流斷路器仿真波形Fig.7 Simulation results of proposed hybrid DC breaker

由圖7 可以看出：斷路器在3 ms 時刻發生短路故障，短路電流開始上升，在6.2 ms 左右短路電流上升至峰值電流12 kA；在6.5 ms 左右斷路器兩端電壓達到峰值電壓40 kV， 隨后短路電流開始下降；至12 ms 左右，短路電流過零。另外，在6 ms 時刻， 串聯的晶閘管兩端首先承受一個10 kV 左右的反向電壓，并維持了120 μs，這個反壓使得晶閘管可靠關斷， 隨后晶閘管開始承受正向電壓， 并在開斷過程中承受了大部分的開斷過電壓。在斷路器分斷過程中，電流依次按順序轉移至晶閘管支路、緩沖電容支路和避雷器支路，最終電流下降為零。其中，流過晶閘管的電流僅僅維持了3 ms 左右， 相應的流過全橋模塊中IGBT 的電流也是如此。因此，短時間的過電流不會造成晶閘管和IGBT 的熱損壞。

圖8 給出了合閘過程中斷路器各支路的主要電壓、電流波形圖，斷路器在5 ms 時刻執行合閘動作，則斷路器兩端電壓迅速下降到零，受限流電感L 的作用，負載電流緩慢上升至穩態值。 當斷路器合閘后， 緩沖電容C 通過限流電阻R 放電，放電持續時間較短，為2 ms 左右，放電峰值電流為4 kA。

圖8 仿真波形圖Fig.8 Simulation waveform

4 技術方案對比

將本文所提斷路器方案與現有的經典方案進行性能對比，包括：ABB 方案[7]、Alstom 方案[10]以及全橋IGBT 方案[8]。從工作原理來看，4 種方案的整體工作原理類似，都屬于混合式直流斷路器，在開斷過程中， 電流都須要由主支路依次向轉移支路和耗能支路轉移。但是從電流轉移支路的實現上，本文所提方案與ABB 方案和全橋方案相比有很大的不用， 主要表現在分斷過程中承受分斷電壓的半導體器件不同。 本文拓撲中的轉移支路由大量晶閘管和少量IGBT 全橋構成， 斷路器分斷過程中的高壓主要由晶閘管來承擔，IGBT 全橋僅需要承擔1/4 左右的峰值開斷電壓， 因此對全控型器件的數量需求較小。而ABB 方案和全橋方案中， 斷路器分段過程中的電壓完全由全控型開關IGBT 承擔，對IGBT 的數量需求大大增加。 可以看出， 本文所提拓撲的主要優勢在于在開斷過程中可以由成本低廉的晶閘管承受開斷電壓， 這使得斷路器總成本顯著減小。

從分斷速度上來看，本文所提方案與ABB 方案、 全橋IGBT 方案相比多出了一次電流轉移過程（從半導體支路到緩沖電容支路并為緩沖電容充電），所以開斷時間有所增加。 但是由圖6 中可以看出， 緩沖電容器的充電時間僅為200～300 μs， 與混合式直流斷路器幾個ms 的分斷時間相比，該充電時間很短，對斷路器的分斷速度造成的影響很小。 Alstom 方案與本文所提方案類似，也存在緩沖電容的充電時間，分斷速度與本方案相當。

以20 kV/12 kA 混合式斷路器為建造目標，設單只晶閘管的價格為1 p.u.，則相同功率等級的IGBT 單價為5 p.u.。 幾種方案所需要的功率器件數量及總價如表2 所示。

表2 斷路器成本對比Table 2 Cost comparison of circuit breaker

盡管全橋技術方案所需的IGBT 數量較多，但由于該拓撲中的IGBT 處于并聯狀態，IGBT 電流應力僅為ABB 方案的1/2， 因此IGBT 單價可按2.5 p.u.計算。 從表2 中可以看出，本方案的建造總價是ABB 方案及全橋技術方案的2/3 左右，具備明顯的成本優勢。 盡管本方案造價略高于Alstom 方案，但是本方案具備快速重合閘的能力，可以彌補成本略微增加的不足。

5 結論

本文提出的新型混合式直流斷路器拓撲結構， 其固態開關采用晶閘管與IGBT 全橋子模塊混合串聯，顯著地減小了全控型器件數量，因而在設備成本上優于基于全控型器件的混合式直流斷路器。在電路開斷時，由全橋子模塊的電容為晶閘管提供反向電壓使其快速地關斷，控制簡單，。 此外，仿真實驗結果表明：提出的方案可以有效地開斷直流短路電流， 解決了傳統混合式直流斷路器在大電流開斷與低建造成本之間的固有矛盾。