孫 瑤，樊艷芳*, 馬 健

(1.新疆大學電氣工程學院，烏魯木齊 830047；2.國網新疆電力有限公司電力科學研究院，烏魯木齊 830011)

基于由絕緣柵雙極型晶體管(insulated gate bipolar transistor, IGBT)組成的電壓源型換流器的高壓直流輸電(voltage source converter based high voltage direct current，VSC-HVDC)具有功率控制靈活、便于可再生能源大規(guī)模并網的優(yōu)點[1-3]。直流輸電系統(tǒng)阻尼小，發(fā)生線路故障時，故障電流可瞬間上升至很高的峰值，且故障電流無法自然過零點，這使直流故障迅速隔離成為難點[4-5]。為保障直流電網安全穩(wěn)定運行，如何快速有效地切除直流故障成為構建HVDC網絡的主要挑戰(zhàn)之一。

目前直流工程上處理故障的方法有3種：換流站自清除技術[6-9]、交流斷路器技術、直流斷路器技術。直流斷路器能夠快速有選擇地切除直流電網中的線路故障，并保持非故障部分正常運行，是直流系統(tǒng)最有前景的故障清除方法。

混合式直流斷路器[10-12](hybrid high voltage DC circuit breaker)具備關斷電流大、動作速度快、運行成本低、可靠性高、通斷能力強等優(yōu)點，成為目前高壓直流斷路器發(fā)展的主要趨勢。

文獻[13]介紹了ABB公司研制的世界上首臺混合式高壓直流斷路器，由輔助開關支路、換流支路和避雷器吸能支路組成，具有運行損耗低、切斷速度快的特點，但其結構含有大量IGBT，制造成本高。文獻[14]提出一種混合式高壓直流斷路器拓撲，將兩個不同方向IGBT并聯(lián)，保證直流斷路器雙向導通，與傳統(tǒng)ABB公司斷路器相比，節(jié)省了IGBT數量，但仍有大量IGBT同時使用，增加了其動態(tài)均壓的難度，對電力電子器件依賴性過高，難以應用于現實電網中。文獻[15]提出一種強制換流型混合式直流斷路器，其主支路不含可控型電力電子器件，能夠保證半導體門極電源失電時也能正常工作，使斷路器的可靠性得到有效提高，但除主支路外仍大量使用IGBT器件，造價高。文獻[16]提出3種電容型直流斷路器，利用電容阻斷電流的同時儲存電路剩余能量，避免使用避雷器吸能，但大容量電容成本過高，電容中能量未及時釋放，不利于斷路器及時重合閘。

考慮到直流故障電流上升速度快，工程上一般使用感性限流，即將電抗器安裝在線路上[17]，可有效抑制故障電流上升率。在此基礎上，具有故障限流能力的斷路器可以保證線路正常運行，對維護電網穩(wěn)定性具有重要意義。文獻[18]在系統(tǒng)直流線路故障下分析高壓直流斷路器承受的電流水平，提出限流電感等參數的選取原則，對限流式高壓直流斷路器中參數的選擇提供了依據。文獻[19]提出一種限流式混合直流斷路器，不具備雙向導通能力，且將限流電路直接放到線路中，不利于電網穩(wěn)定運行。文獻[20]提出一種限流式直流斷路器，將限流電感與斷流支路結合，在故障發(fā)生后與斷路器一起參與運行，是一種合理的故障隔離手段。

綜上所述，目前高壓直流斷路器普遍存在能量耗散、故障限流、快速性和成本制造等方面的缺陷?，F基于現有電容換流式斷路器的設計理念[16]，結合電感限流和電容儲能的特性，提出一種具有限流功能的改進型電容換流式高壓直流斷路器拓撲結構?；谒釘嗦菲魍負?，針對直流線路短路故障，利用PSCAD/ETDMC軟件建模仿真。將斷路器方案與現存兩種典型斷路器進行比較，驗證其性能及成本優(yōu)化的有效性。

1 拓撲結構及工作原理

1.1 拓撲結構

所提高壓直流斷路器拓撲如圖1所示。

idc為線路電流；D1～D4為二級管橋；D5、D6為電容換流模塊二極管；D7、D8為IGBT反并聯(lián)二極管；LL為限流電抗；RL為限流電阻；UDC為直流電源；Cp為電容；RC為電容支路電阻；K為機械開關；ia為電容換流支路電流；ic為主導通支路電流；id為避雷器支路電流；T1、T2為電容換流模塊IGBT；Ra為電容泄能電阻；MOV為金屬氧化物避雷器

由圖1可知，該斷路器主要由4個部分組成，即限流單元、輔助開關、電容換流單元和避雷器吸能單元。目前限流式斷路器大多將限流部分與分斷部分結合在一起實現限流，將限流單元與分斷部分串聯(lián)，使其達到限流效果的同時，滿足系統(tǒng)受到小擾動后限流部分能夠單獨限流，防止斷路器誤動；故障發(fā)生后限流部分與分斷部分配合，使故障電流在可控范圍內被切除，由此對斷路器的設計要求有所降低，同時斷路器的使用壽命得到提高。

具體各部分結構和功能介紹如下：

(1)系統(tǒng)穩(wěn)定運行時，電流流經機械開關K和輔助開關(主流通支路)，故障發(fā)生后輔助開關接到動作指令斷開，電流轉移到電容換流單元，機械開關在電流轉移之后斷開，防止主流通支路有剩余電流，其開斷時間一般在2 ms左右。

(2)限流單元由一個H型二極管橋(D1～D2)、一個限流電抗LL、一個限流電阻RL和一個直流電源UDC組成。傳統(tǒng)橋式固態(tài)限流電路中電抗只能限制故障電流上升率，增加的電阻RL有效限制故障電流幅值。正常運行時電抗支路對外不呈現阻抗，故障發(fā)生后LL和RL接入線路中進行限流。

(3)設置與機械開關K串聯(lián)的輔助開關。參照ABB公司模型[21]，保證斷路器的雙向導通和切斷故障能力，其由兩個反向串聯(lián)IGBT構成，每個IGBT上反并聯(lián)二極管防止IGBT被反向電壓擊穿。

(4)電容換流單元在增強型半橋子模塊的基礎上進行改進。并聯(lián)電容Cp起到緩沖電壓的作用，減少電力電子器件同時啟動和均壓問題；增加電阻RC限制轉移到吸能支路的電流大小，減少避雷器吸能，讓避雷器盡快投入運行，延長其使用壽命，在縮短故障清除時間的同時降低斷路器成本。設置吸能電阻Ra與電容并聯(lián)，故障清除后有效吸收電容中存儲的能量。

(5)避雷器吸能單元由金屬氧化物電阻(一般為氧化鋅)構成，電容換流單元中的電容電壓達到避雷器額定電壓后，避雷器動作，防止過電壓，吸收電路剩余能量。

1.2 工作原理

限流單元運行工作原理如圖2所示。

圖2 限流單元運行原理圖

由圖2可知，限流單元配備直流電源，電抗支路電流iL由直流電源提供，忽略電抗電阻和二極管導通電阻，電抗支路電流可表示為

(1)

式(1)中：UDC為電抗支路電源電壓，kV；RL為電抗支路限流電阻，Ω。

根據基爾霍夫定律可知，D1～D4全部處于導通狀態(tài)時，電流關系如式(2)所示。

(2)

式(2)中：idc為線路電流，kA；iD1～iD4為二極管D1～D4的電流，kA。

橋式電路具有式(3)所示性質，即

(3)

由式(2)和式(3)可得

(4)

線路正常運行時，D1～D4全部處于導通狀態(tài)，iL>idc且iL的值恒定，記為ILset。忽略二極管導通壓降，限流單元兩端電壓為0，中間限流支路對電流idc不表現任何阻抗，因此線路正常運行時不用考慮電抗過大導致的穩(wěn)定性問題。

線路故障發(fā)生后，直流電流快速上升。當故障電流idc超過ILset時，iD2=iD3<0，由于二極管的單向導通特性，D2、D3截止，LL和RL投入運行，限制故障電流上升。線路電流反向時工作原理相同。通過上述分析，設置合理的UDC和RL滿足線路正常運行時ILset>idc，故障發(fā)生時ILset

斷路器各個階段電流流向如圖3所示。

圖3 高壓直流斷路器各階段電流流向圖

階段1：系統(tǒng)處于正常運行階段，電流流經主流通支路。

階段2：故障電流逐漸上升，限流單元參與故障限流。線路保護裝置檢測到故障發(fā)生后直流斷路器開始動作(t1時刻)，電容換流單元T1、T2閉合，斷路器中輔助開關斷開，經過一段時間后電流轉移到電容換流支路，待電流轉移完畢，主流通支路機械開關K斷開(t2時刻)。

該階段等效電路圖如圖4所示。

圖4 階段2等效電路圖

(5)

式(5)中：Udc為直流電壓源電壓，kV；Req為線路等效電阻，Ω；LL為限流電抗和線路電抗，mH。

直流斷路器輔助開關斷開時，idc(0)=idc(0+)=idc(0-)=idc(t1)，即

(6)

限流單元橋臂耐受電壓UL取決于LL和RL的壓降，即

(7)

該階段故障電流處于上升階段，電流達到峰值且上升速度最快，所以此時限流單元電壓最大。

階段3：t3時刻電容換流單元中的IGBT斷開，電容投入運行，故障電流給電容充電，流經電容Cp和電阻RC，此時等效電路如圖5所示。

圖5 階段3等效電路圖

電容投入運行后電路方程為

(8)

(9)

其中電容初始電壓和此時線路的初始電流分別為

(10)

所以

(11)

(12)

式(11)中各參數為

(13)

由式(11)～式(13)可知，iL和RL會影響故障電流的大小，從而影響電容電壓達到避雷器動作電壓的時間；電容值越大，電流從電容換流單元轉移至避雷器支路的時間越長。電容支路的電阻RC雖增加了電容充電時間，但分擔了電容電壓，限制了轉移到避雷器支路電流幅值，有利于避雷器快速吸收能量縮短故障清除時間，與此同時減少避雷器吸能，一定程度上延長避雷器使用壽命。

階段4：t4時刻電容電壓達到避雷器鉗位電壓，故障電流轉移到避雷器支路，避雷器動作，產生反向電壓迫使電流下降，設避雷器動作電圧為Umov，由于避雷器吸收的大部分能量由限流電抗和線路電抗提供，所以Umov可表示為

(14)

則故障電流idc可以表示為

(15)

故障電流清除時間為

(16)

當電流下降到正常電流水平后，限流電抗退出運行，實際故障清除時間Tcle

2 斷路器參數設計

直流系統(tǒng)線路故障一般分為單極接地和極間短路故障，故障發(fā)生后，通過斷開相應斷路器切除故障。重點探討斷路器的切斷性能，故將直流輸電系統(tǒng)簡化。如圖6所示，其中Udc為直流電壓，額定電壓為320 kV，額定電流為5 kA。避雷器的額定電壓Um為300 kV，動作電壓Umov為600 kV。

圖6 直流斷路器等效電路圖

設置t0時刻故障發(fā)生，t1時刻斷路器開始動作。為保證直流線路故障后限流單迅速元參與限流，設置ILset=1.05IdcN，即

(17)

式(17)中：IdcN為系統(tǒng)額定電流，kA。

根據320 kV直流系統(tǒng)的限流要求，保持電容不變，設置不同電抗值，觀察故障電流給電容充電前故障電流上升率didc/dt和輔助開關斷開瞬間故障電流幅值的變化。仿真結果如圖7所示。

由圖7可知，電感值為0時，didc/dt=4 kA/ms。限流電抗值越大，故障電流上升率越小，輔助開關斷開瞬間故障電流越小。

圖7 不同限流電抗下電流波形

目前直流系統(tǒng)從檢測故障發(fā)生到斷路器接收到動作指令大約需要3 ms[22]。為防止換流器閉鎖，保證斷路器輔助開關斷開最大電流小于正常導通電流的2倍，即

(18)

代入式(6)可得

1.85 kA/ms

(19)

此外，LL的值影響限流單元橋臂電壓，為承受過高的橋臂電壓，需要串聯(lián)大量二極管，不利于斷路器的經濟性。橋臂電壓應不超過系統(tǒng)額定電壓即UL≤UdcN，代入式(7)可得

(20)

式(19)和式(20)分別對應LL的最小值和最大值，結合圖7，選取限流電抗的值為120 mH，此時didc/dt=1.55 kA/ms，輔助開關斷開瞬間幅值為9.89 kA。

系統(tǒng)正常運行時，限流單元中二極管一直處于導通狀態(tài)，故障發(fā)生后其中兩個二極管橋臂關斷。因此限流單元的損耗主要為二極管的通態(tài)損耗，對于D1、D4所在橋臂，其功率損耗可表示為

(21)

對于D2、D3所在橋臂，其功率損耗可表示為

Pdloss23=(ILset-IdcN)2Rd

(22)

式(22)中：Rd為二極管等效電阻。

(23)

式(23)中：ns、np分別為二極管串聯(lián)和并聯(lián)數量，個；rd為二極管通態(tài)電阻，Ω。

可以得出二極管通態(tài)損耗率為

(24)

電容換流單元中的T1關斷后，故障電流給電容充電，電容值影響電容電壓達到Umov的時間。在電流轉移過程中，機械開關可能處于正在斷開的階段，電容電壓由機械開關和輔助開關IGBT共同承擔，機械開關電弧擊穿電壓Ub可近似看成與間隙長度d成正比關系，表示為Ub=k0.5d，IGBT承受最大電壓為UIGBT。選擇二極管的型號為5SDD40H4000，其額定參數4 kV/4.1 kA，IGBT的額定參數為4.5 kV/3 kA,其短時間承受最大電流為5.2 kA[23]。工程上一般要求斷路器的開斷時間在3～5 ms，這里的開斷時間定義為輔助開關斷開到故障電流衰減到0所需要的時間。所以Cp的約束條件為

(25)

式(25)中：URC為電容換流單元電阻，Ω。

代入式(11)可得

(26)

以上約束條件算出Cp有效范圍為20～45 μF，根據不同的電容值仿真可得避雷器動作時間和避雷器吸能效果如圖8所示。

圖8 不同電容值下各參數波形

通過避雷器支路電流波形和避雷器吸能波形可以看出，合理范圍內時Cp越小，電容電壓達到Umov越快，避雷器動作越早，從而減少故障處理時間。同時，Cp越小，避雷器支路的電流峰值越大，從而導致避雷器吸收能量較高。

3 開斷故障電流仿真及性能對比

設置斷路器2 s時發(fā)生故障，2.003 s時斷路器接收到系統(tǒng)指令開始動作。

3.1 限流單元仿真驗證

限流單元在故障發(fā)生后62.5 μs參與故障限流，可近似為限流支路在故障發(fā)生后立即接入限流。為驗證限流單元作用，單獨對限流單元進行仿真驗證。仿真波形如圖9所示。

圖9 限流單元仿真波形

限流單元運行情況與理論分析相符。從圖9可以看出，當idc=ILset時限流支路參與限流，D2、D3截止，iL=iD1=iD4，待故障電流轉移至避雷器支路使idc

3.2 電容換流單元優(yōu)化仿真驗證

對電容換流單元進行仿真，將傳統(tǒng)模塊與增加RC優(yōu)化后的模塊進行仿真對比，驗證其性能的優(yōu)化效果，具體波形如圖10所示。

圖10 電容換流單元仿真波形

輔助開關支路IGBT斷開后電流轉移到電容換流單元。由圖10可以看出，與傳統(tǒng)電容充電模塊相比，優(yōu)化后的模塊電容充電時間長1.5 ms，流入避雷器電流降低3.7 kA，避雷器提前0.5 ms投入運行，吸收能量減少1.5 MJ，故障切除時間提前0.8 ms。

3.3 斷路器仿真驗證

依照圖6所示拓撲對所提斷路器進行建模，仿真所得其響應情況如圖11所示。

圖11 斷路器仿真波形

系統(tǒng)正常運行時電流為5 kA，限流電感支路電流為5.25 kA，iD1=iD4，iD2=iD3，二極管共同分擔限流電感支路電流。2 s時故障發(fā)生，故障電流上升，二極管D2、D3截止，限流電感投入運行，3 ms后系統(tǒng)發(fā)出斷路器動作指令，輔助開關支路IGBT斷開，其支路電流下降。電流換流到電容換流單元中，電流先流過T1和D8，待輔助開關支路電流完全轉移到電容換流單元后，T1關斷，故障電流給電容充電。當電容電壓達到避雷器動作電壓后，電流換流至避雷器支路，該支路電流上升，總體故障電流開始衰減。待電流衰減至5.25 kA時，限流單元中二極管D2、D3開始導通，iD2逐漸上升，最后故障電流在2.0074 s時衰減至0，限流單元中兩條二極管支路平分限流電感支路電流。避雷器將斷路器電壓鉗位在其殘壓值。

3.4 性能對比

從斷路器性能方面，將本文方案與傳統(tǒng)ABB公司斷路器和文獻[20]中的限流式高壓直流斷路器進行綜合比較。將3個方案同時置于320 kV系統(tǒng)中，在限流電抗值相同和避雷器電壓等級相同的條件下進行比較。

斷路器動作情況如圖12所示。

圖12 3種斷路器性能對比

本文方案中電流轉移到電容換流單元后，電容充電起到緩沖電壓的效果，電阻RC限制電流幅值以至于電流不會過高時電容電壓達到避雷器動作電壓，同時又能保證切斷速度。其他兩個方案斷路器表現為故障電流達到一定要求后通過換流支路中的IGBT直接切斷使電壓達到動作值，電流峰值相對較高，故障切除的時間長。通過比較，驗證了本文方案在限流和減少故障清除時間方面的有效性。

成本方面，按照上文提到本文方案所采用二極管和IGBT類型計算得出所需電力電子器件數量如表1所示。

表1 3種方案使用器件數量對比

對比3種方案可以看出，ABB方案限流能力有限，電流幅值最大且為實現雙向分斷，主分斷支路IGBT數量是其他方案的2倍，共計2 148個IGBT。文獻[20]方案中的限流裝置是在故障電流轉移到主分斷支路后進行故障限流，因此輔助開關所需關斷電流幅值較高，導致輔助開關IGBT數量較多，共計需1 344個IGBT。本文方案在故障發(fā)生后限流部分可以迅速投入運行限制電流峰值，大幅減少IGBT數量，只需896個IGBT。與ABB方案和文獻[20]方案對比，本文方案采用橋式限流單元，在故障電流上升期間二極管承擔LL和RL的壓降，需要考慮串并聯(lián)二極管的數量，本文方案使用二極管數量總計600個。目前二極管造價低且已廣泛應用于高壓直流輸電系統(tǒng)中。

在功率損耗方面，本文所選二極管的通態(tài)電阻rd為0.109 mΩ,代入式(24)可算出二極管的通態(tài)損耗率為0.084%。相比于系統(tǒng)正常運行損耗，二極管通態(tài)損耗極小。

在避雷器耗能方面，3種方案的對比如圖13所示。

圖13 3種斷路器避雷器吸能對比

文獻[20]所提斷路器中直接將避雷器并聯(lián)在主分斷IGBT支路，無明顯降低避雷器吸能的效果，耗能12.8 MJ；ABB公司斷路器采用分步式投入避雷器，一定程度減少單個避雷器吸能，避雷器加起來總耗能17 MJ；本文方案存在電容換流單元，RC限制流入避雷器電流，降低避雷器的吸能要求，耗能6 MJ。綜上，本文所提方案在成本方面具有顯著優(yōu)勢。

4 結論

針對目前高壓直流斷路器在耗能、限流和快速性等方面的缺陷，提出一種具有限流功能的改進型電容換流式直流斷路器拓撲。并以320 kV直流系統(tǒng)為背景，通過電磁暫態(tài)仿真軟件搭建斷路器模型進行仿真，最后與兩種傳統(tǒng)斷路器進行比較。得出以下結論。

(1)所提直流斷路器拓撲結構主要由限流部分和分斷部分組成。系統(tǒng)正常運行時限流部分對外不呈現阻抗，有利于系統(tǒng)穩(wěn)定運行。線路發(fā)生故障后主動參與故障限流，有效降低故障電流幅值，降低分斷部分電力電子器件的耐流要求。在故障電流下降到正常水平時電抗支路立即退出限流，減少避雷器吸收能量，縮短故障清除時間。

(2)該拓撲結構中電容換流單元在分斷電流時可以緩沖斷路器電壓，有效減少IGBT的均壓問題，使避雷器快速投入運行，減少避雷器耗能的同時降低故障清除時間。

(3)將所提斷路器與現有方案進行對比仿真，結果表明，所提斷路器拓撲在關斷性能及經濟性方面得到有效改善。