基于改進型限流混合式直流斷路器的開斷時序優化研究

束洪春 邵宗學 曠 宇

基于改進型限流混合式直流斷路器的開斷時序優化研究

束洪春1,2,3邵宗學1,2曠 宇3

（1. 昆明理工大學云南省綠色能源與數字電力量測及控保重點實驗室 昆明 650500 2. 昆明理工大學機電工程學院 昆明 650500 3. 昆明理工大學電力工程學院 昆明 650500）

直流故障限流與開斷是保證直流輸電安全穩定運行的關鍵技術。該文提出基于限流混合式直流斷路器的開斷時間配合及泄能優化方案，即以減少泄能支路吸收能量和降低直流斷路器的電力電子開關器件投資成本為其優化目標，轉移支路IGBT的耐壓應力及直流開斷時間為約束條件，將其轉化為求解多目標優化數學問題，得出斷路器最佳配合動作時序。大量仿真測試表明該優化方案正確有效。

直流電網 限流混合式直流斷路器 限流與開斷 泄能 多目標優化

0 引言

基于模塊化多電平換流器（Modular Multilevel Converter, MMC）的柔性直流電網控制靈活、功率支援容易，為大規模綠色能源匯集與外送提供了有效解決方案[1-5]。但也面臨直流故障發展速度快、直流開斷困難等難題，快速切除直流故障是保證直流電網安全可靠運行的基本要求[6-7]。

直流電網中利用直流斷路器開斷與隔離直流故障是最直接可靠的一種直流故障處理方案，近年來成為國際研究熱點，發展迅速[8-9]。2012年國外ABB研發出80 kV/3 ms/9 kA混合式直流斷路器樣機，2020年提升至320 kV/3 ms/20 kA水平[10-11]。2014年國內全球能源互聯網研究院有限公司研發出基于模塊級聯的200 kV/3 ms/15 kA混合式直流斷路器，2016年成功應用于舟山五端直流工程，在2017年又開發出500 kV/3 ms/25 kA樣機[12-13]。160 kV/5 ms/ 9 kA機械式直流斷路器在南澳三端直流工程中得到了應用[14-16]。

直流電網的線路保護方案分為兩種：一種是基于直流斷路器隔離直流故障的保護技術[17]；另一種是基于具有故障自清除能力的MMC子模塊負投入實現故障清除的保護技術[18]。就直流電網來說，基于直流斷路器的保護技術更符合直流電網的發展需求。由于直流電網發生直流故障時，電流上升速度極快，直流斷路器必須在極短的時間內完成直流故障開斷，這對斷路器的可靠性與速動性提出了很高的要求。如舟山五端和張北四端直流工程都是以保護出口3 ms+直流開斷3 ms為基本要求[19]。文獻[20]提出一種基于模塊級聯技術的混合型高壓直流斷路器，全橋子模塊中的絕緣柵雙極型晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）用二極管代替，減少了IGBT器件的使用，子模塊電容具有緩沖吸能限壓作用，由于缺少限流環節，器件承受的電流應力仍然較大。文獻[21]提出將混合式直流斷路器固態開關支路中的IGBT替換成全橋模塊，雖然減小了開關器件通態損耗，但總IGBT個數較多，導致器件成本較高。文獻[22]通過強耦合限流線圈與全控型IGBT構成的開關模塊配合開斷直流故障，運行損耗較大，部分限流線圈正常運行時投入，對原有MMC控制響應速度可能產生一定的影響，其限流效果有限。

為了提高直流斷路器（Direct Current Circuit Breakers, DCCB）的開斷性能，提出一種基于限流混合式直流斷路器的開斷時間配合及泄能優化方案。首先，對混合直流斷路器拓撲進行改進，推導了故障能量在DCCB中的轉移與抑制及釋放過程。然后，針對斷路器開斷配合時序，構建多目標優化模型，求解斷路器最佳配合時序。最后，在PSCAD/ EMTDC仿真平臺中搭建了四端直流電網仿真模型，驗證了所提優化的有效性。

1 改進型限流混合式直流斷路器

1.1 拓撲結構優化

基于張北±500kV柔性直流電網工程所采用的模塊級聯混合式高壓直流斷路器技術方案[23]，優化混合式高壓直流斷路器拓撲，拓撲結構包含主支路、轉移支路1、轉移支路2、耗能支路，如圖1所示。

圖1 限流混合式高壓直流斷路器的優化拓撲結構

圖1所示直流斷路器拓撲，主支路由快速機械開關（Ultra-Fast Disconnector, UFD）和負載轉移開關（Load Commutation Switch, LCS）串聯構成，轉移支路1由故障限流模塊單元（Fault Current Limiting Sub-Module, FCLSM）級聯構成，轉移支路2由電流轉移子模塊（Transfer Sub-Module, TSM）級聯構成，耗能支路由避雷器組構成。

與模塊級聯混合式高壓直流斷路器相比，優化后的直流斷路器具有以下優勢：

（1）主支路IGBT使用數量下降了50%，LCS的運行損耗也相應下降50%，電流轉移時無需對電容充電，因此主支路具有低成本、低損耗、電流轉移迅速等優勢。

（2）FCLSM內的RL限流支路有效抑制故障電流上升率，降低斷路器開斷電流的峰值，減少了TSM的并聯數量。

（3）直流斷路器動作過程中，FCLSM內的IGBT關斷與TSM內IGBT關斷不需要保持同步，IGBT的均壓問題得到改善，且限流支路兩端配置了續流二極管，RL構成續流回路，降低了MOV吸收能量。

此外，FCLSM具有雙向限流功能，TSM則具有雙向開斷功能，轉移支路2的TSM保留了模塊級聯混合式高壓直流斷路器的轉移支路子模塊結構，TSM內的電容抑制IGBT兩端電壓上升率，有效緩解了大量IGBT的同步觸發與均壓問題。因為RL限流支路在限流過程中將產生過電壓，FCLSM內的IGBT兩端需要配置避雷器。

雖然引入限流支路后增加了FCLSM的IGBT和二級管使用數量，同時也降低了TSM的開斷電流峰值，TSM的并聯分流支數減少，使得TSM的IGBT和二級管使用數量相應減少，這樣通過合理配置FCLSM和TSM的數量，滿足直流斷路器經濟性的同時，可以盡量提高FCLSM的限流能力。

1.2 分閘動態過程分析

穩態運行時，UFD合閘，LCS解鎖，FCLSM和TSM閉鎖，電流從主支路流通，假設在0時刻發生直流線路短路故障，改進型混合式直流斷路器開斷過程中的動作時序及電壓電流變化如圖2所示。

圖2 改進型混合式直流斷路器工作時序

階段1（0≤≤1）：故障檢測識別階段，0時刻發生直流短路故障后，1時刻完成故障檢測并向LCS發送閉鎖指令，同時向FCLSM和TSM發送解鎖指令。

階段2（1＜≤2）：主支路電流向轉移支路換流階段，1時刻LCS閉鎖，IGBT關斷過程中建立暫態電壓，電流開始從主支路快速轉移至轉移支路，2時刻故障電流完全轉移至轉移支路，UFD接收分閘指令。

階段3（2＜≤3）：UFD分閘階段，2時刻UFD開始進行無弧無壓分閘動作，3時刻UFD分閘結束，UFD達到耐受開斷過電壓的絕緣開距要求，向FCLSM發送閉鎖命令，故障電流轉移至限流支路。

階段4（3＜≤4）：限流階段，3時刻限流支路開始投入，4時刻向TSM發送閉鎖指令，故障電流轉移至TSM內的電容支路。

階段5（4＜≤5）：電容緩沖吸能階段，4時刻TSM內的電容開始吸收故障能量建立MOV需要的啟動電壓，5時刻TSM兩端電壓超過MOV啟動電壓時，故障電流轉移至MOV支路。

階段6（5＜≤6）：MOV耗能階段，5時刻MOV殘壓高于換流器提供的直流電壓，故障電流逐漸衰減，6時刻，故障電流衰減到零，完成直流故障開斷。

1.3 支路泄能優化

從發生直流故障到完成直流故障開斷整個過程所耗費的總時間為

式中，B為系統保護檢測故障時間；U為UFD分閘時間；L為限流時間；C為電容吸能時間；M為MOV耗能時間；U一般取2 ms，由于線模分量信號穩定，在線路傳遞中衰減較小，選擇線模電壓行波信號構造保護判據，一般B≥0.5 ms。

為了保證直流斷路器在換流器閉鎖前切斷直流故障電流，根據張北直流電網工程的保護系統基本設計參數要求，從直流故障發生到故障隔離的總時間需要保證在6 ms以內[23]，因此all≤6 ms，則B+L+C+M滿足約束條件為

由式（2）可以看出，保護檢測故障時間B越短，留給限流和電容吸能及MOV泄能的時間越多；反之，對斷路器的速動性要求越高，斷路器設計更加困難。

LCS的IGBT閉鎖時，電流可以在幾十微秒內完成轉移，對于動作時間為ms級的斷路器來說，電流轉移時間可以忽略，這樣階段1～3屬于故障電流上升階段，可以用同一故障等效電路進行分析，如圖3所示，假設在0=0時刻，直流平波電抗器的直流線路側出口處發生雙極短路故障。換流器閉鎖前，MMC電容電壓受到均壓控制，從直流側看進去換流器可以等效為恒定直流電壓源dc。

圖3 故障電流上升階段的等效電路

故障電流上升階段，直流電源dc作用下的響應方程為

式中，line包含線路電感和平波電抗器，故障發生在直流平波電抗器的直流線路側出口處，線路電阻忽略；f_up為故障電流上升階段的電流；0為故障發生前的穩態電流。

直流斷路器進入限流階段后，故障等效電路如圖4所示。

圖4 限流階段的等效電路

限流支路投入故障回路后，直流電源dc作用下的響應方程為

直流斷路器進入電容緩沖吸能階段后，故障等效電路如圖5所示。

圖5 電容緩沖吸能階段的等效電路

TSM內的電容投入故障回路后，直流電源dc作用下的響應方程為

式中，為TSM的等效電容。

直流斷路器進入MOV耗能階段后，故障等效電路如圖6所示。

圖6 MOV耗能階段的等效電路

進入MOV耗能階段后，直流電源dc作用下的響應方程為

根據式（3）～式（6），求解出各階段故障電流表達式如附錄中式（A1）和式（A2）所示。

由直流斷路器工作時序和式（A1）第一個式子可得主支路電流峰值為

主支路電流峰值大小與B成正比，0.002 s為UFD分閘時間。

由式（4）第二個式子、式（A1）第二個式子、式（7）及直流斷路器工作時序可得限流支路的電流峰值和電流上升率為

忽略電流轉移時間時，3+=B+0.002 s，限流支路的峰值主要取決于電流上升率和限流時間，而電流上升率與限流電阻電感及系統保護時間B和限流時間L有關，合理分配B和L可以有效降低故障電流開斷峰值。

由式（A1）第三個等式可得TSM電容充電耗時為

式（A1）中，4=B+L+0.002 s，通過減小電容參數可以快速提高TSM的電容充電速度，縮短電容充電時間。

由式（A1）第四個式子可得MOV耗能總時長為

耗能支路MOV吸收的總能量[24]為

由式（2）可知，通過選擇較小的電容參數，可以加快TSM電容充電時間，考慮理想情況時，p≈ (f_lim)max。

FLCSM和TSM的電力電子開關的相對投資成本tot/IGBT為

式中，TN為IGBT的額定電流；IGBT為IGBT的單價；為二極管與IGBT的單價比，一般=0.1；為FCLSM個數；為TSM個數。

以MOV吸收的能量和直流斷路器的電力電子開關器件相對投資成本tot最小為優化目標，FCLSM的IGBT耐壓應力及直流開斷時間要求為約束條件，建立優化數學模型，即

式中，為綜合評價指標；1和2為權重系數，1+2=1；TN為IGBT的額定電壓。與保護的協同優化流程和結果將在第2節給出。

1.4 限流支路和緩沖電容的參數選擇

電容取值過小，轉移支路兩端所承受較大過電壓，取值過大，延長直流開斷時間。由文獻[25]可得

式中，取值與避雷器以及線路雜散參數有關，一般≥2即可；res為避雷器動作波前時間。ABB推薦的電容取值范圍為0.5～4mF，其中=1//2//…//。

2 泄能優化方案

柔性直流電網中，對保護和直流斷路器的速動性要求極高，基于直流斷路器的整體保護和斷路器控制配合時序如圖7所示。

可以看出，保護時序與直流斷路器控制時序之間為串行模式，直流故障發生后，首先需要執行保護動作，然后將分閘信息發送至直流斷路器，最后直流斷路器執行分閘指令，完成直流故障隔離。

以式（13）為優化模型，利用粒子群優化（Particle Swar Optimization, PSO）算法求最優解。粒子群優化算法是一種群體智能優化算法，PSO算法主要用于求解優化的問題，其中粒子的速度決定了粒子移動的方向和距離，粒子速度隨自身及其他粒子的移動經驗進行動態調整，從而實現個體在可解空間中的尋優。考慮保護與直流斷路器配合的多目標優化計算流程如圖8所示。其中，種群數量為60，慣性權重為1，認知學習因子為1，社會學習因子為1，粒子位置對應的是自變量L和B的取值，粒子速度對應搜索能力的大小，目標函數決定適應度。

圖7 保護和斷路器控制配合時序

圖8 優化計算流程

圖8中，對直流斷路器進行泄能優化時，優化模型參數以張北四端直流電網工程為參考，根據圖8優化流程，可得粒子的初始分布圖、優化結果粒子分布圖及迭代過程，如圖9所示。

由圖9可知，保護和直流斷路器最佳配合時間為：B=0.5 ms，L=0.3 ms，綜合評價指標最小值為468.9。

圖9 粒子群尋優分布圖

3 仿真與測試

3.1 仿真系統參數

在PSCAD/EMTDC平臺上搭建了±500 kV四端MMC直流電網仿真模型，MMC1采用定電壓控制模式，MMC2、MMC3、MMC4則采用定功率控制模式，每條直流線路兩端均配置混合式斷路器，仿真系統結構如圖10所示。詳細參數見表1。

3.2 仿真測試

假設在5 s時刻MMC1與MMC4之間的送端平波電抗器直流線路側出口處發生雙極短路故障，MMC1采用定電壓和無功功率控制模式，MMC2、MMC3、MMC4則采用定有功率和無功功率控制模式。其中，MMC1為送端，MMC4為受端。

圖10 四端直流電網系統

表1 柔直仿真系統及斷路器主要參數

3.2.1 改進型DCCB開斷過程中的暫態波形

根據第4節優化所得保護和直流斷路器最佳配合時間，保護動作時間選擇為B=0.5 ms，直流斷路器限流時間選擇為L=0.3 ms，在=5 s時刻，發生直流雙極短路故障，保護與直流斷路器協同動作過程中的仿真波形如圖11所示。

圖11a中為DCCB各支路電流波形，圖中f為總故障電流，LCS為流經LCS的電流，FLCSM為流經FLCSM內IGBT的電流，TSM為流經TSM內IGBT的電流，i為流經TSM內電容支路的電流，MOV為流經MOV的電流?？梢钥闯觯?5.000 5 s時刻，保護完成直流故障檢測與定位，保護向DCCB發出分閘指令，LCS開始閉鎖，FLCSM和TSM開始解鎖，流過LCS的電流峰值(LCS)max為3.198 kA，而LCS的IGBT短時耐流峰值為4 kA，因此LCS只需設置1個開關組。LCS閉鎖后，電流轉移至轉移支路，經過2 ms的UFD分閘時間，=5.002 5 s時刻，UFD達到有效絕緣開距，FLCSM開始閉鎖，限流支路開始投入，FLCSM閉鎖前流過FLCSM內IGBT的電流峰值(FLCSM)max為7.624 kA，FLCSM閉鎖后，電流峰值下降至4.478 kA，經過0.3 ms的限流時間，=5.002 8 s時刻，TSM開始閉鎖，開斷電流峰值為4.694 kA，故障電路轉移至緩沖電容吸能支路，經過0.2 ms，MOV開始釋放故障能量，流經MOV的電流峰值(MOV)max為4.364 kA。=5.005 8 s時刻，電流衰減至零，直流斷路器在6 ms內完成直流故障隔開，滿足直流電網的直流故障隔離要求。

圖11b為DCCB各支路電壓波形，圖中breaker為直流斷路器兩端總電壓，FCLSM為所有FCLSM兩端總電壓，TSM為所有TSM兩端總電壓。可以看出，限流支路投入過程中，產生的過電壓最大值為276.9 kV，最小值為255.3 kV，且隨著時間遞減，直流開斷過程中斷路器兩端電壓最大值達到767.5 kV，張北直流電網工程要求直流開斷電壓幅值為800 kV以下，滿足直流開斷電壓要求。

圖11c為MOV吸收能量波形，可以看出吸收能量最大值為5 306 kJ，張北直流電網工程吸收能量最大值為60.6MJ，能量吸收滿足要求。

圖11d為MCC1橋臂電流波形，最大值為2.577 kA，低于IGBT閉鎖電流值，DCCB可以在近端MMC閉鎖之前完成直流故障隔離，滿足直流開斷要求。

綜上所述，可以看出最佳配合時序下各項指標均符合張北直流電網工程的基本開斷直流要求，具有實際工程意義。

3.2.2 改進型DCCB在不同配合時序下開斷的暫態波形

不同配合時序下的DCCB開斷直流故障的暫態波形對比如圖12所示。B=0.5 ms和L=0.3 ms為最佳配合時序，B=0.5 ms和L=0.5 ms、B=1 ms和L=0.3 ms為無優化時的配合時序。

由圖12a～12c可知，優化后最佳配合時序下的DCCB故障電流開斷峰值、開斷電壓峰值、MOV吸收能量峰值均低于其他兩組，可以看出，當保護時間相同時，限流時間越短，DCCB開斷性能越好；當限流時間相同時，保護時間越短，DCCB開斷性能越好?？偟膩碚f，可以通過降低保護時間和限流時間來提高直流斷路器開斷性能。

圖12 改進型DCCB在不同配合時序下的暫態波形

3.2.3 不同斷路器方案對比

開斷在同一配合時序下的不同斷路器方案的暫態波形對比如圖13所示。其中，改進型DCCB、ABB型DCCB、文獻[23]所提模塊級聯型DCCB的保護時間同一設置為0.5 ms，改進型DCCB的限流時間取0.3 ms。

由圖13a～13c可知，與ABB型DCCB和模塊級聯型DCCB相比，本文所提直流斷路器開斷時電流峰值都下降了38.4%，開斷總時間分別縮短了1.1 ms和1.2 ms，直流開斷電壓峰值都下降了4%，MOV能量吸收分別下降了57.95%和56.72%。

圖13 不同斷路器開斷過程中的暫態波形

計算三種DCCB的固態開關器件成本時，這里統一選取IGBT型號為5SNA2000K450300，其額定參數為4.5 kV/2 kA?？紤]到工程上一般預留50%裕度，單個IGBT承受電壓為2.25 kV，IGBT短時間可承受過電流，可將通流能力視為4 kA，持續1 ms。二極管型號5SDD36K5000，額定參數為5 kV/3.6 kA?？紤]一定裕度，UFD單個斷口的耐壓取值為70 kV。三種斷路器的綜合性能對比見表2。其中，th為開斷電壓峰值，th為開斷電流峰值，all為開斷總時間，為MOV吸收的短路故障能量，tot/IGBT為轉移支路相對開關成本。因為三種斷路器的主支路電流峰值相同，因此只需要計算轉移支路經濟性。

表2 斷路器綜合性能對比

由表2可以看出，本文所提DCCB在開斷電壓電流峰值、開斷總時間、吸收能量等方面，均優于ABB型DCCB和模塊級聯型DCCB，在固態開關經濟性方面，相對于ABB型DCCB，改進型DCCB下降了15.1%，相對于模塊級聯型DCCB上升了16.7%，雖然固態開關成本略高于模塊級聯型DCCB，由于開斷電壓及MOV吸收能量較低，使得MOV避雷器和UFD的投資成本較低，本文所提DCCB仍具有經濟性優勢。

4 結論

針對直流斷路器動作時序的配合及泄能優化問題，提出一種基于限流混合式直流斷路器泄能優化的方案。

1）經過泄能優化后，極大地降低了直流開斷電壓電流應力峰值，縮短了開斷時間，減小了故障開斷能量，各項開斷性能指標均滿足直流電網工程對直流故障隔離的要求。

2）改進型DCCB的FCLSM和TSM閉鎖時，IGBT控制無需同步觸發，控制邏輯簡單。

3）與ABB型DCCB和模塊級聯型DCCB相比，改進型DCCB開斷時電流峰值下降了38.4%，開斷總時間分別縮短了1.1 ms和1.2 ms，直流開斷電壓峰值下降了4%，MOV能量吸收分別下降了57.9%和56.7%，在開斷性能方面，改進型DCCB具有明顯優勢。固態開關成本與ABB型DCCB相比，下降了15.1%；與模塊級聯型DCCB相比，上升了16.7%。由于MOV吸收能量下降，且UFD耐受電壓峰值減小，使得MOV和UFD的投資成本降低，改進型DCCB仍然具有經濟性優勢。

附 錄

改進型DCCB在直流開斷過程中各階段故障電流表達式為

其中

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Research of Opening Timing Optimization Based on Improved Current-Limiting Hybrid DC Circuit Breaker

1,2,31,23

（1. Yunnan Key Laboratory of Green Energy and Digital Power Measurement Control and Protection Kunming University of Science and Technology Kunming 650500 China 2. Faculty of Mechanical and Electrical Engineering Kunming University of Science and Technology Kunming 650500 China 3. Faculty of Electric Power Engineering Kunming University of Science and Technology Kunming 650500 China）

MMC-based flexible DC network has the characteristics of flexible control and easy power support, which provides an effective solution for large-scale green energy aggregation and outgoing transmission. However, it also faces difficulties such as fast development of DC faults and difficulties in DC opening, and fast removal of DC faults is a basic requirement to ensure safe and reliable operation of DC networks. DC fault current limiting and opening is the key technology to ensure the safe and stable operation of DC power transmission. The optimization scheme of opening time matching and energy release based on current-limited hybrid DC circuit breaker is proposed. The optimization goal is to reduce the energy absorbed by the energy dissipation branch and lower the investment cost of the DC circuit breaker's power electronic switching devices. The voltage stress on the transfer branch IGBT and the DC disconnection time are set as constraints, it is made into solving multi-objective optimization mathematical problems, deriving the best timing for circuit breaker operation. Numerous simulations have shown that the optimization scheme is correct and effective.

In order to improve the opening performance of DCBB, an optimization scheme of opening time coordination and energy discharge based on current-limiting hybrid DC circuit breaker is proposed. Firstly, the hybrid DC circuit breaker topology is improved, and the transfer and suppression of fault energy in the DCBB and the release process are derived. Then, a multi-objective optimization model is constructed for the breaker opening and breaking coordination timing to solve the best coordination timing of the breaker. Finally, a four-terminal DC grid simulation model is built in the PSCAD/EMTDC simulation platform to verify the effectiveness of the proposed optimization.

A ±500kV four-terminal MMC DC grid simulation model is built on the PSCAD/EMTDC platform. MMC1 adopts constant voltage and reactive power control mode, while MMC2, MMC3 and MMC4 adopt constant active and reactive power control mode. Among them: MMC1 is the sending end, MMC4 is the receiving end, and each DC line is equipped with hybrid circuit breakers at both ends. Simulation results show that the best coordination timing of the indicators are in line with the basic DC opening requirements of the Zhangbei DC network project, opening voltage, opening current and lightning arrester absorption energy and other opening characteristics are better than the ABB type hybrid DC circuit breakers and modular cascade type hybrid DC circuit breakers.

For DC circuit breaker action timing and energy discharge optimization problems, a current-limiting hybrid DC circuit breaker energy discharge optimization scheme is proposed.

(1) After the optimization of DC circuit breaker energy discharge, the peak DC opening voltage and current stress is greatly reduced, the opening time is shortened, the fault opening energy is reduced, and all opening performance indexes meet the requirements of DC fault isolation in DC power network projects.

(2) When the FCLSM and TSM of the improved DCCB are blocked, the IGBT control does not require synchronous triggering and the control logic is simple.

(3) Compared with ABB type DCCB and module cascade type DCCB, the improved DCCB has 38.4% reduction in peak current when opening, 1.1ms and 1.2 ms reduction in opening time, 4% reduction in peak DC opening voltage, and 57.9% and 56.7% reduction in MOV energy absorption, respectively, with obvious advantages in opening performance. The solid-state switching cost decreases by 15.1% compared with ABB type DCC and increases by 16.7% compared with modular cascade type DCCB. However, MOVs and UFDs still have an economic advantage with lower investment costs.

DC grid, current limiting hybrid DC circuit breaker, current limiting and opening, discharge, multi-objective optimization

束洪春 男，1961年生，博士，教授，博士生導師，研究方向為新型繼電保護與故障測距、數字信號處理及其應用、電力系統CTI技術等。E-mail: kmshc@sina.com

邵宗學 男，1994年生，博士研究生，研究方向為柔性直流輸電技術。E-mail: 2971537463@qq.com（通信作者）

TM561

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.231044

國家自然科學基金重點項目（52037003）、云南省重大科技專項計劃項目（202002AF080001）和中國工程院戰略研究與咨詢項目（2022YNZH6）資助。

2023-07-03

2023-07-31

（編輯 郭麗軍）