基于電壓鉗位原理的多端口限流式直流斷路器

李國慶，宋禹衡，王利猛，趙炳然，潘禹含，閆克非

（1.東北電力大學電氣工程學院，吉林省吉林市 132000；2.國網吉林省電力有限公司通化供電公司，吉林省通化市 134001；3.國網吉林省電力有限公司吉林供電公司，吉林省吉林市 132011）

0 引言

由于柔性直流輸電技術在運行性能上的諸多優勢，直流電網工程技術發展迅猛。但直流電網具有弱阻尼特性，當發生直流故障時，故障電流短時間內迅速上升，而直流系統不具備自然過零特性。為快速可靠切除故障、保證直流系統穩定運行，作為其保護裝置的直流斷路器得到了深入研究［1-4］。

多年來，直流斷路器的研究持續進展，其中混合式直流斷路器結合了電力電子器件和機械開關的優勢，已成為當代主流方向。ABB式混合直流斷路器具備通態損耗低、開斷可靠等優點，但需要串并聯大量絕緣柵雙極型晶體管（insulated gate bipolar transistor，IGBT）器件，經濟性較差［5-6］。為解決這一問題，連接于同一直流母線的線路共用直流斷路器的思想被提出［7-9］，文獻［10］提出一種多端口直流斷路器，通過選擇開關與主斷路開關（main breaker，MB）共同切除故障，提高了斷路器的經濟性，但MB采用避雷器切斷故障，需要能量泄放，重合閘速度相對較慢。文獻［11］在文獻［10］的基礎上增加失靈輔助開關，當快速機械開關失靈時提供保護功能，使設備的可靠性大幅提升。文獻［12］提出了全橋型多端口直流斷路器，采用晶閘管支路與二極管支路作為上下橋臂的選擇開關，提高了經濟性。文獻［13］提出一種將集成式負荷轉移開關（load commutation switch，LCS）與集成式MB相結合的多端口直流斷路器，集成式LCS可通過同一控制信號進行控制；集成式MB統一了選擇功能與切斷功能。文獻［14］提出的多端口直流斷路器由兩個MB和多個轉移開關組成，該直流斷路器冗余度高，具備快速機械開關失靈保護。文獻［15］提出一種基于預充電電容切除故障的多端口限流式斷路器，有效節約了斷路器數量，但斷路器中的預充電電容需要額外設置充電裝置及泄能回路，增大了實現難度。以上多端口斷路器需要通過轉移支路引導故障電流，以增阻方式切除故障，轉移支路承受較大電流，電力電子元件的耐流水平需求較高［16-20］。

為彌補網側通過電壓原理切除故障手段的空缺，諸多文獻提出了基于電壓鉗位原理切除故障的直流斷路器。文獻［21］提出了基于電容換流的高壓直流斷路器拓撲，具有快速限流和隔離故障能力，但預充電電容始終并入系統，系統電壓短時波動即會造成該電容誤動放電，對系統穩定性造成沖擊。文獻［22］提出的降壓鉗位式直流斷路器在故障回路接入預充電電容，利用其鉗位電壓作用使網側線路電壓迫降至零，且解耦了故障隔離與故障耗能環節，但在切除故障后需要能量泄放環節，降低了斷路器的速動性。文獻［23］提出一種電壓鉗位型混合直流斷路器，通過可變鉗位電壓迫使線路電流下降過零，實現故障快速清除，且具備故障抑制能力，同時該拓撲內電力電子元件采用晶閘管而非IGBT，提高了經濟性，但該電壓鉗位型斷路器支路電壓等級過高，致使線路晶閘管所需耐壓等級極高，需要大量晶閘管滿足其應力需求。

為解決上述問題，本文提出一種以電壓鉗位為原理的多端口限流斷路器。首先，提出新型斷路器的拓撲結構及動作時序，通過電壓鉗位原理切除故障，而后通過LC振蕩關斷支路晶閘管；其次，分別對母線和線路故障進行解析推導，進而針對其關斷過程設計參數；最后，利用PSCAD/EMTDC中的三端直流電網模型驗證其有效性與適用性，并分別對兩種故障仿真加以分析，通過故障電流、系統電壓及支路電壓對比分析等證明該斷路器可代替多個常規斷路器，減少主斷路器需求。

1 電壓鉗位型多端口限流斷路器

電壓鉗位型多端口限流斷路器的拓撲結構如圖1所示。圖中，MMC1為模塊化多電平換流器整流站，Ldc為平波電抗。

圖1 電壓鉗位型多端口限流斷路器拓撲Fig.1 Topology of voltage-clamped multi-port current limiting circuit breaker

該拓撲主要包含以下部分。

1）低損耗支路：由快速機械開關（Sm1，Sm2）、雙向導通晶閘管組（Tm1、Tm2）構成。

2）電壓鉗位支路：由電容（C1、C2、C3）、電弧開關（Sc1～Sc3）［24］、極性選擇反并聯晶閘管組（VT1～VT4）、充電晶閘管組（Vg1）、充電電阻Rd、故障選擇晶閘管組（Vg2、Vg3）以及緩沖電感（Ld）構成。

與使用避雷器提高阻抗的常規方式切除故障不同，本文通過電容C1～C3提高換流站出口處電壓，從而與系統電壓形成電壓鉗位抑制并切除故障電流。切斷故障后，利用C1～C3與Ld構成的LC振蕩回路快速振蕩過零完成重合閘。

2 工作原理

2.1 充電模式

本文所提斷路器的充電過程如附錄A圖A1所示，打開H橋中的晶閘管，令C2與C3并聯，且二者與C1串 聯，對C1、C2、C3進 行 充 電。換 流 站 將 電 容C1～C3充至系統級電壓后，晶閘管自動關斷完成充電過程，電容電壓分配情況如式（1）所示。電容全部串聯后電容電壓等級將高于系統電壓，可用于故障時的電壓鉗位，具體工作原理見2.2節。

充電電阻Rd在支路并入時起限流作用。減小通電時的沖擊電流，并將瞬間電壓降到充電電阻上，避免電容電壓發生突變。

2.2 運行模式

附錄A圖A2為采用模塊化多電平換流器的高壓直流輸電（modular multilevel converter based high voltage direct current，MMC-HVDC）系統結構、電壓鉗位型斷路器位置及故障點F1、F2示意圖。圖中，MMC2、MMC3為逆變站，各線路上電流流向如圖內標紅箭頭所示。

2.2.1 線路故障

t0時刻MMC1近端F1點發生故障，故障電流迅速上升，此時Tm1與Tm2持續導通，向故障點饋入電流，如附錄A圖A3（a）所示。

t1時刻，保護系統檢測到故障，并向斷路器傳遞觸發信號，電弧開關Sc2閉合，將電容組串聯，電容電壓上升為1.4倍系統級電壓，通過電壓鉗位支路H橋選擇極性，使電容電壓極性與系統電壓相同；與此同時，停止晶閘管組Tm1導通信號，無電流流過的晶閘管自然關斷。打開晶閘管Vg2、VT1、VT4，提高換流站出口處電壓，如附錄A圖A3（b）所示。

t2時刻，故障電流受電壓鉗位作用迫降至零，線路晶閘管于無電流狀態下關斷。為避免其持續承受反向電壓，快速機械開關Sm1逐漸關斷，并在約0.5 ms后為Tm1分壓，完成換流站與故障點的隔離。此時電壓鉗位支路與故障點形成LC振蕩回路，振蕩頻率如式（2）所示。電感與電容將發生能量交換，電容的極性會發生變化，與初始預充電電容極性相反。

式中：L為緩沖電感、平波電抗以及線路等效電感總值；C為電壓鉗位支路電容總值。

t3時刻，振蕩過零，H橋晶閘管組與故障選擇晶閘管自動關斷，隨后根據故障性質決定是否重啟系統，如附錄A圖A3（c）所示。

此外，故障徹底清除后，電容需恢復至預充電電壓值。由于電容極性已發生改變，需根據極性選擇H橋中的晶閘管，對電容進行充電進而為下次故障切除做好準備。

2.2.2 母線故障

t0時刻F2點發生母線故障，故障電流迅速上升，由于兩條回路互不影響，以其中一條回路為例，如附錄A圖A4（a）所示。

t1時刻，保護系統檢測到故障，并向MMC1端電壓鉗位型斷路器傳遞觸發信號，閉合電弧開關Sc2，將電容組串聯，電容電壓上升為1.4倍系統級電壓，使電容電壓極性與系統電壓相同，打開晶閘管Vg2、VT1、VT4，提高遠端換流站出口處電壓，如附錄A圖A4（b）所示。

t2時刻，故障電流受電壓鉗位作用迫降至零，線路晶閘管Tm1于無電流狀態下關斷。為避免其持續承受反向電壓，快速機械開關Sm1逐漸關斷。此時電壓鉗位支路與故障形成LC振蕩回路，由式（2）可知，振蕩頻率與電感總值成反比，由于線路電感較大，導致母線故障時振蕩時間較長，如附錄A圖A4（c）所示。

t3時刻，振蕩過零，H橋晶閘管與故障選擇晶閘管自動關斷，隨后根據故障性質決定是否重啟系統。

3 參數分析

平波電抗Ldc與支路電壓下降幅度、速率均成反比，然而過大的Ldc會增大正常運行的通態損耗。緩沖電感Ld的存在，避免了電壓鉗位支路投入瞬間造成的電壓突變，但過大的緩沖電感Ld導致充電時電感內部存儲電能，致使支路電容過充。支路電容容值C1～C3過小時不足以維持支路電壓等級，但容量過大會導致LC振蕩周期延長，不利于快速重合閘。電壓鉗位支路電容電壓UC過小時不足以實現電壓鉗位；UC過大時電壓鉗位效果過于顯著，線路晶閘管組承受電壓過大，導致拓撲結構整體經濟性差、占地面積大，且增大電網正常運行時的通態損耗。綜上所述，通過故障切除過程進行電壓鉗位型斷路器參數設計。

3.1 線路故障

1）狀態1：t0≤t＜t1

t0時刻，MMC1近端F1點發生雙極短路故障，如附錄A圖A5所示，由于是近端故障，所以忽略線路阻抗。此外，為了提高故障電流的精確度，考慮了臨端換流器流出的故障電流。由圖A5可列寫微分方程：

式中：idc為MMC1故障電流；idc2為MMC2故障電流；L12為線路電感；R12為線路電阻；Rs、Ls、Cs分別為故障期間近端換流站等效電阻、電感、電容；Udc2為臨端換流站系統電壓；Rs2、Ls2、Cs2分別為故障期間臨端換流站等效電阻、電感、電容。

2）狀態2：t1≤t＜t2

t1≤t＜t2階段，在t1時刻確定故障并向電壓鉗位型斷路器傳遞信號，導通電壓鉗位支路晶閘管，并停止晶閘管Tm1導通信號，由附錄A圖A6列寫微分方程。

式中：id為電容釋放電流；im為近端、臨端換流器與支路電流總值。

3）狀態3：t2≤t＜t3

t2時刻，故障電流過零，線路晶閘管組VT1、VT4自然關斷并承受反向電壓，等效電路如附錄A圖A7所示。線路晶閘管組關斷后，電壓鉗位支路與故障點形成振蕩回路，電流迅速過零，如式（11）所示。隨后支路晶閘管組VT1、VT4自然關斷。

式中：ω為線路故障時LC振蕩的角頻率。

3.2 母線故障

1）狀態1：t0≤t＜t1

t0時刻，MMC3母線發生雙極短路故障，t0～t1時刻的等效電路如附錄A圖A8所示，在t1時刻確定故障并向遠端電壓鉗位型斷路器傳遞信號。由圖A8可列寫微分方程：

式中：idcm為MMC3母線故障時MMC1發出的故障電流；Udcm為MMC1系統電壓；L13為線路等效電感；R13為線路等效電阻；t0-為故障發生前瞬間時刻；ξa為衰減系數；ωan為振蕩頻率。

2）狀態2：t1≤t＜t2

t1時刻，導通電壓鉗位支路，由附錄A圖A9可列寫微分方程。支路電容并入系統時，支路電容開始釋放電能，換流站出口處電壓瞬間升高，形成鉗位電壓，故障電流持續下降。

式中：id2為母線故障時支路電容釋放電流。

3）狀態3：t2≤t＜t3t2時刻，故障電流過零，線路晶閘管組VT1、VT4自然關斷并承受反向電壓，等效電路如附錄A圖A10所示。線路晶閘管組關斷后，電壓鉗位支路與故障點形成振蕩回路，電流迅速過零，如式（20）所示。隨后支路晶閘管組VT1、VT4自然關斷。

式中：ω2為母線故障時LC振蕩的角頻率。

利用MATLAB通過式（3）至式（10）可求出滿足線路故障切除條件的電壓鉗位支路電容C和電容電壓UC的無窮多個解。考慮線路晶閘管組承受最大電壓以及LC振蕩周期時長，選取以上解中電容電壓較小的解作為線路故障時的斷路器參數；母線故障參數選擇同理，通過式（13）至式（19）得到電容ΔC及其電壓ΔUC。比較兩組選定的參數，發現近端線路故障切除條件更為苛刻，可滿足兩種故障切除要求，故選取該組參數作為斷路器參數。

4 仿真分析

4.1 仿真模型

為驗證所提基于電壓鉗位原理的直流斷路器可切除故障，搭建如附錄A圖A2所示的仿真模型，直流電網配備的平波電抗為65 mH，多端口電壓鉗位型斷路器的充電支路電阻Rd為20Ω、電壓鉗位支路電感Ld為5 mH、電壓鉗位支路電容C1為1 600μF，C2、C3為1 200μF，換流站參數如表1所示。假設t=2.2 s時分別發生換流站出口正極接地故障F1及母線故障F2。

表1 偽雙極換流站參數Table 1 Parameters of pseudo bipolar converter station

4.2 偽雙極開斷能力仿真驗證

4.2.1 線路故障

t0=2.2 s時刻F1處發生雙極短路故障，假設保護系統在2.203 s檢測到故障并向直流斷路器發送信號。

為重點展示本文所提斷路器的限流效果，將本文與ABB式直流斷路器以及文獻［23］提出的直流斷路器進行比較。

圖2（a）中i13、iL與iABB分別為本文所提斷路器、文獻［23］所提斷路器以及ABB式直流斷路器在系統故障時的短路電流。設故障檢測時間為3 ms，ABB式直流斷路器需3 ms將故障轉移至避雷器，文獻［23］所提斷路器接收信號后需2 ms閉合快速機械開關，而本文拓撲中采用電弧開關，其閉合速度極快，可視為接收到故障信號后即刻并入電網。與文獻［23］所提斷路器及ABB式直流斷路器相比，本文所提斷路器故障電流幅值分別減小33%、41.69%，但故障切除時間與文獻［23］所提斷路器相近，其原因是電壓鉗位支路電壓等級不同。但電壓鉗位支路電壓等級不同也會造成線路晶閘管組承受電壓不同，詳細解釋見附錄A圖A11。

圖2 線路故障期間電流Fig.2 Current during line fault

圖2（b）與（c）分別為近端與遠端電壓鉗位型斷路器并入電網后的電壓鉗位支路電流。斷路器于t1時刻并入系統，支路電流持續上升，直至t2時刻支路與系統分隔成兩部分，此刻電壓鉗位支路與故障點形成振蕩回路，支路電流呈正弦波直至振蕩為零。隨后，支路晶閘管關斷，t′2與t′3分別為遠端電壓鉗位支路與故障點形成振蕩回路以及支路電流振蕩至零的時刻。振蕩頻率由式（2）可知，切斷故障后，近端、遠端電壓鉗位支路分別與故障點形成LC振蕩回路，由于線路電感L13較大，遠端支路需要更長時間完成振蕩至零。

若故障點產生過渡電阻，則振蕩回路變為RLC振蕩回路，根據回路電阻、回路電感以及支路電容三者關系確定阻尼狀態。若為欠阻尼狀態則與圖2（b）與（c）相似，通過振蕩至零而后支路晶閘管關斷；若為過阻尼或臨界阻尼狀態，則電路中的電流在放電過程中不會改變方向，電容電流呈現非振蕩放電直至消耗電容內部全部電能，而后支路晶閘管關斷，故過渡電阻不會影響振蕩過零。由于系統首次重合閘最短時間為300～400 ms，RLC回路具有充足時間完成振蕩過零，故可滿足斷路器的速效性。

附錄A圖A11（a）為MMC1系統電壓Udc與換流站出口處電壓Un。t0時刻發生雙極短路故障，系統電壓Udc下降。t1時刻，電壓鉗位支路并入電網，提高系統電壓Udc與換流站出口處電壓Un，通過電壓鉗位實現限流作用。t2時刻，線路電流迫降至零，換流站與故障點不再構成回路，系統電壓Udc不再追隨換流站出口處電壓Un。圖A11（b）為MMC3系統電壓Udc3與換流站出口處電壓Un3，與MMC1相比，MMC3距離故障點較遠，線路感抗較大，因此當MMC3近端支路并入系統后，其出口處電壓Un3更穩定，與MMC3系統電壓壓差更大，故障切除速度更快，遠端換流器可立即恢復正常運行模式。

快速機械開關在電流轉移后0.5 ms達到一定開距，自此之后代替晶閘管承擔電壓，故線路晶閘管組承受最大電壓值為故障切除時刻的電壓。附錄A圖A11（c）為本文所提斷路器與文獻［23］所提斷路器切除故障時線路晶閘管承受電壓UTm1與UTmL。當切除故障時，文獻［23］所提斷路器支路電壓為400 kV，與換流器形成的電壓鉗位效果顯著，線路晶閘管組需要承受非常大的反向電壓UTmL，其最大值可達132 kV，導致其耐壓水平需求較高；本文所提斷路器的電壓鉗位支路輸出等級為280 kV，可精準切除故障，同時降低線路晶閘管組承受電壓UTm1至25 kV。圖A11（d）為線路晶閘管組承受電壓，其與線路電感總值成正比，相比于近端故障時的線路晶閘管組電壓，遠端故障時的線路晶閘管組電壓UTm6更大，可達63 kV。

4.2.2 母線故障

設置t0=2.2 ms時刻F2處發生母線雙極短路故障，假設保護系統在2.203 s時刻檢測到故障并向遠端直流斷路器發送信號。

圖3（a）為母線故障電流，與圖2（a）所示線路故障電流相比，切除故障速率更快，其原因在于線路感抗較大。圖3（b）為電壓鉗位型斷路器并入電網后的電壓鉗位支路電流，其振蕩原理與上述原理相同。

圖3 母線故障期間電流Fig.3 Current during bus fault

附錄A圖A12（a）為母線故障切除過程，其與線路故障切除過程相仿，相較于圖A11（a）、（b）所示過程，母線故障時需通過遠端斷路器切除故障，此時線路電感最大，使其電壓鉗位效果最為顯著，切除故障最快，故遠端換流站經過短暫波動后即可恢復穩態，但故障切除后振蕩周期也最長。圖A12（b）為線路晶閘管所承受的電壓，由4.2.1 節可知，線路晶閘管承受電壓與線路電感成正比，故母線故障期間的線路晶閘管所承受的最大反向電壓大于線路故障時期所承受的，UTm1最大值為74 kV。

4.2.3 閥側閉鎖

當閥側閉鎖時，系統電壓再次降低，支路并入電網后電壓鉗位效果更為顯著。保持電壓鉗位支路電容C1、C2、C3不變，通過閉鎖后的系統電壓以及式（8）至式（11），得到切除故障所需電壓鉗位支路電壓等級UC=270 kV，并將新參數的電壓鉗位型斷路器于上述三端口直流電網仿真場景中進行試驗。附錄A圖A13（a）為閥閉鎖時的故障電流，相比于圖2（a）中的i13，其幅值小幅下降、最大值減小3%，故障切除速度增加10%；圖A13（b）為閥閉鎖時線路晶閘管組承受電壓，相比于圖A11（c）中的UTm1，其承受的最大電壓增大27.9%。

由此可知，閥側閉鎖后故障電流幅值與切除速度相差不大，但線路晶閘管所需耐壓水平大幅提高，故應保證閥不閉鎖。

4.3 真雙極切斷驗證

為證明本文所提斷路器適用于真雙極仿真系統結構，搭建如附錄A圖A14所示的仿真模型，換流站參數如表2所示。假設t=2.2 s時刻分別發生換流站出口處單相接地故障F3以及極間故障F4。

表2 真雙極換流站參數Table 2 Parameters of true bipolar converter station

4.3 .1單極故障

設置t=2.2 s時刻發生單極故障F3，假設保護系統在2.203 s時刻檢測到故障并向直流斷路器發送信號，單極故障時各電氣量如圖4與附錄A圖A15所示。斷路器可在3 ms內可靠切除故障，故障切除原理與4.2.1 節相同，故障電流幅值減小，切除故障速度相仿，但線路晶閘管承受反向電壓小幅增大，且本文所提斷路器應用于真雙極場景時，僅正、負極與金屬回線間安裝與4.2.1 節同樣參數的斷路器即可，故整體經濟性不變。

圖4 MMC1單極故障時的電氣量Fig.4 Electrical quantity of MMC1 in the case of single pole fault

4.3.2 極間故障

t=2.2 s時刻發生極間故障F4，假設保護系統在2.203 s時刻檢測到故障并向直流斷路器發送信號，極間故障時電氣量如圖5和附錄A圖A16所示。當發生極間故障時，正、負極與金屬回線間斷路器同時動作即可切除故障，無須額外安裝極間斷路器。斷路器可在3 ms內切除故障，故障電流上升幅度較小，如圖5（a）和圖A16（a）所示。線路晶閘管承受反向電壓與單極接地情況相仿，如圖5（b）和圖A16（b）所示。極間故障時，所需鉗位電壓為兩倍系統級電壓，故需兩臺斷路器同時動作以達到電壓鉗位效果，如圖5（c）和圖A16（c）所示。

圖5 MMC1極間故障時的電氣量Fig.5 Electrical quantity of MMC1 in the case ofpole-to-pole fault

綜合以上仿真分析，可確定本文所提出的直流斷路器適用于真雙極場景，可于3 ms內精確切除故障，且斷路器整體經濟性近似不變。

5 經濟性分析

為體現本文所提斷路器的經濟性優勢，將其與ABB式直流斷路器相對比。IGBT和晶閘管分別選擇5SNA2000K450300和5TP45Y8500型號。IGBT的額定電壓為4.5 kV，額定電流為2 kA，短時間內允許通過最大電流為4 kA；晶閘管的額定電壓為8.5 kV，額定電流為4.24 kA，短時間內允許通過最大電流為63.6 kA。

由于本文所提斷路器采用的無源器件沒有具體報價，故利用兩種斷路器所需器件數量衡量經濟性。以本文仿真模型為例，ABB式直流斷路器與電壓鉗位型斷路器內部器件所承受的電流、電壓峰值如表3所示。考慮上述峰值、電力電子元件額定值以及1.5倍安全裕度，列寫出兩種斷路器所需電力電子元件和無源器件數量，如表4所示。與ABB式直流斷路器相比，電壓鉗位型斷路器共節約2 463個IGBT，大幅提升了經濟性。

表3 斷路器內器件的電流、電壓峰值Table 3 Peak current and voltage of components in circuit breaker

表4 斷路器所需器件數量Table 4 Number of components required for circuit breaker

6 結語

本文提出一種以電壓鉗位為原理的新型多端口限流斷路器拓撲結構，得到該拓撲具有以下特點：

1）該斷路器通過電壓鉗位原理，使換流站出口處與換流站形成電壓鉗位以抑制故障電流，可大幅減小直流斷路器的關斷電流，保護換流站子模塊不閉鎖；

2）若發生非永久性電網故障，該斷路器可以使電網盡快恢復正常運行，且利用H橋拓撲結構使系統直接對支路電容充電，減少單獨充電環節；

3）該斷路器完全使用晶閘管，大幅提升了經濟性，且一端換流站的多條線路端口可共用同一斷路器，進一步擴大經濟性優勢；

4）理論分析與仿真驗證表明，所提直流斷路器具備故障快速清除能力，故障清除時間在3 ms以內；具備快速重合閘能力，復位時間在30 ms以內，在直流電網領域具有較高的適用性。

本文提出的多端口電壓鉗位型斷路器結構相對復雜，不同部分之間的時序配合優化有待進一步驗證和提高。此外，本文所提斷路器對相鄰線路在短時間內發生連鎖故障這種特殊情況的適應性存在一定問題，亟待進一步研究應對連鎖故障的解決方案。

附錄見本刊網絡版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），掃英文摘要后二維碼可以閱讀網絡全文。