張國軍，許瀾濤

（遼寧工程技術(shù)大學(xué)電氣與控制工程學(xué)院，葫蘆島 125105）

隨著電力系統(tǒng)的發(fā)展，高壓遠(yuǎn)距離交流輸電的弊端愈加明顯，而高壓直流電網(wǎng)不僅不存在交流電網(wǎng)的問題而且能解決可再生能源的并網(wǎng)問題，近些年高壓直流輸電發(fā)展迅猛，所以高壓直流斷路器的研究也隨之提上日程[1-3]。

我國已在機(jī)械型斷路器、固態(tài)斷路器和混合型斷路器3 類傳統(tǒng)斷路器的研制方面取得巨大成功[4-6]。華中科技大學(xué)電氣學(xué)院潘垣院士、何俊佳教授和其他團(tuán)隊(duì)已經(jīng)共同研制成功具備我國完全自主產(chǎn)權(quán)的機(jī)械型高壓直流斷路器；浙江大學(xué)已經(jīng)研制出IGBT 高壓直流斷路器；2014 年南方電網(wǎng)科學(xué)研究院和其他多家研發(fā)單位共同設(shè)計(jì)出混合型直流斷路器試驗(yàn)樣機(jī)，并且通過了國家高壓電器質(zhì)量監(jiān)督檢驗(yàn)中心的檢查，能夠在不到5 ms 的時(shí)間內(nèi)分?jǐn)?6 kA 的電流。

分析傳統(tǒng)直流斷路器可以發(fā)現(xiàn)：機(jī)械型斷路器速動(dòng)難以滿足電力系統(tǒng)的要求；固態(tài)斷路器雖然可以快速切斷故障但其不能承受過高的系統(tǒng)短路電壓[7-8]；混合型斷路器在具備機(jī)械式直流斷路器良好的靜態(tài)特性的同時(shí)還具備固態(tài)直流斷路器良好的動(dòng)態(tài)特性，所以混合型直流斷路器是未來斷路器發(fā)展的重要方向[9-10]。文獻(xiàn)[11]提出的續(xù)流二極管模型可以解決機(jī)械開關(guān)打開瞬間反向恢復(fù)電壓過高引起的二次燃弧問題，但需要額外的充電電源，增大了斷路器體積；文獻(xiàn)[12]提出的帶有GTO 的拓?fù)潆m然將直流斷路器分?jǐn)鄷r(shí)間縮短，但GTO 在關(guān)斷時(shí)會(huì)產(chǎn)生過電壓，過電壓會(huì)將GTO 擊穿；文獻(xiàn)[13]解決了預(yù)充電電容自充電問題，但拓?fù)渲蓄A(yù)充電電容反向充電電壓過大，反向放電時(shí)間過長，使得拓?fù)浞謹(jǐn)鄷r(shí)間變長。針對(duì)上述問題，本文提出雙電容混合型直流斷路器拓?fù)洹?/p>

1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和工作原理

1.1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

圖1 為雙電容混合型直流斷路器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)（簡(jiǎn)稱雙電容斷路器）。圖中：K 為高速機(jī)械開關(guān)；VD1、VD2、VD3和VD4為二極管；VT1、VT2、VT3、VT4和VT5為晶閘管；C1和C2為電容器，UC1為電容C1的預(yù)充電電壓；L1、L2和L3為諧振電感；MOV 為氧化鋅避雷器；US為系統(tǒng)直流電源；RS為系統(tǒng)等效電阻；LS為系統(tǒng)等效電感；Z 為負(fù)載阻抗。

圖1 雙電容混合型直流斷路器拓?fù)銯ig.1 Topology of double-capacitor hybrid DC circuit breaker

1.2 工作原理及各拓?fù)溥\(yùn)行階段

表1 為晶閘管動(dòng)作時(shí)序，其中數(shù)字1 表示有電流流過；數(shù)字0 表示無電流流過。通過表1 方便理解各拓?fù)潆A段流過晶閘管的電流變化。

表1 晶閘管動(dòng)作時(shí)序Tab.1 Timing sequences of thyristor actions

以直流系統(tǒng)短路為例介紹雙電容斷路器工作原理。當(dāng)系統(tǒng)正常工作時(shí)，機(jī)械開關(guān)K 閉合，負(fù)載Z有電流通過。當(dāng)t0時(shí)刻發(fā)生短路故障時(shí)，系統(tǒng)電流急劇上升；當(dāng)短路電流在t1時(shí)刻達(dá)到設(shè)定電流I0時(shí)，觸發(fā)晶閘管VT1和VT2打開，電容C2開始充電，電容C1通過電感L1產(chǎn)生LC 振蕩電流，振蕩電流流動(dòng)方向?yàn)镃1-L1-K-C2-C1；當(dāng)振蕩電流與短路電流is在t2時(shí)刻產(chǎn)生零點(diǎn)時(shí)，開關(guān)斷開，續(xù)流回路中VD1有電流流過，該過程可以降低機(jī)械開關(guān)斷開時(shí)恢復(fù)電壓過高引起的二次燃弧問題。t0～t3時(shí)段的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2 所示。

圖2 t0～t3 時(shí)段拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 Topology at stage t0～t3

t3時(shí)刻，流過VD1的電流消失，電容C2持續(xù)充電，電容C1反向電壓達(dá)到最大值，通過觸發(fā)VT4開始反向放電，并在t4時(shí)刻反向放電結(jié)束；同時(shí)刻電容C2電壓達(dá)到最高值無法繼續(xù)充電，電容C2的充電電流為0，所以VT1電流過零自然關(guān)斷，為使電容C2恢復(fù)初始電壓0 V，觸發(fā)晶閘管VT3放電，電流通過VT3-VD1重新流入回路；t5時(shí)刻，流經(jīng)電感L1的正向電流消失，反向電流開始流過，電容C2持續(xù)放電。t3～t6時(shí)段的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖3 所示。

圖3 t4～t6 時(shí)段拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.3 Topology at stage t4～t6

t6時(shí)刻，流經(jīng)VD1的電流和電感L1的反向電流消失，電容C1保持充電狀態(tài)，C2繼續(xù)放電；t7時(shí)刻，電容C2放電結(jié)束電壓變?yōu)?，VT3電流過零自然關(guān)斷，同時(shí)刻觸發(fā)晶閘管VT4，使電流通過US-RS-LSL2-VD3-C1-VT4-US給電容C1持續(xù)充電；當(dāng)電容C1的電壓在t8時(shí)刻達(dá)到避雷器氧化物MOV 的設(shè)定電壓時(shí)[14]，避雷器開始工作，短路電流逐漸流向避雷器MOV 使系統(tǒng)電流逐漸減低為0，至此雙電容斷路器分?jǐn)嗳蝿?wù)結(jié)束。t6～t9時(shí)段的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖4 所示。

圖4 t6～t9 時(shí)段拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.4 Topology at stage t6～t9

由于預(yù)充電電容存在自損耗問題，電壓過低會(huì)導(dǎo)致斷路器無法完成分?jǐn)嗳蝿?wù)，所以當(dāng)預(yù)充電電容電壓自損耗至正常工作電壓之下時(shí)，可以通過觸發(fā)VT5，使預(yù)充電電容C1通過US-RS-LS-L2-VD3-C1-VT5-L3-US回路充電，當(dāng)其電壓達(dá)到最大值時(shí)，流過VT5的充電電流為0，自然關(guān)斷，完成充電任務(wù)。

2 拓?fù)溥\(yùn)行階段數(shù)學(xué)分析

1）第1 階段（t0

發(fā)生短路故障時(shí)，流過機(jī)械開關(guān)K 的電流急劇上升，當(dāng)達(dá)到機(jī)械開關(guān)K 的動(dòng)作電流I0時(shí)，斷路器開始執(zhí)行分?jǐn)嗳蝿?wù)。

短路電流is與時(shí)間t 的關(guān)系可表示為

機(jī)械開關(guān)K 動(dòng)作的電流I0為

達(dá)到K 動(dòng)作電流I0之前的電流上升時(shí)間為

2）第2 階段（t1

通過回路電流法列出復(fù)頻域上的方程，解出并整理之后再經(jīng)拉氏逆變換，求出振蕩回路釋放電流iL1以及t2時(shí)刻流過電容C1和C2的電流iC2（t2），即

式中：A=[（C1+C2）/L1]1/2；B=UC1/[L1（C1+C2）]1/2。

當(dāng)振蕩回路電流與系統(tǒng)短路電流相等時(shí)，求得機(jī)械開關(guān)斷開時(shí)間t'1為

電容C1的放電電壓為

電容C2的充電電壓為

由式（6）和式（7）可知，電容C1和C2在t2時(shí)刻的電壓分別為UC1（t2）和UC2（t2），t2=t1+t'1。

3）第3 階段（t2

在復(fù)頻域上對(duì)第3 階段拓?fù)溥\(yùn)用節(jié)點(diǎn)電壓法列出節(jié)點(diǎn)電壓方程，將節(jié)點(diǎn)電壓表達(dá)式并解出整理之后再經(jīng)拉氏反變換，求得在第3 個(gè)階段電感L1和L2的電流及電容C1、C2的電壓隨時(shí)間變化的表達(dá)式，即

t3時(shí)刻電容C1停止反向充電，充電電壓等于0，從而求得第3 階段運(yùn)行時(shí)間t'2，令t3=t2+t'2，則

通過式（8）～式（11）能夠得到t3時(shí)刻電感L1、L2的電流及電容C1、C2的變化表達(dá)式iL1（t3-）、iL2（t3-）、UC1（t3）和UC2（t3）。

4）第4 階段（t3

結(jié)合第3 階段推導(dǎo)出的電容電壓及電感電流，在復(fù)頻域上運(yùn)用節(jié)點(diǎn)電壓法求出節(jié)點(diǎn)電壓的表達(dá)式，求解整理之后，再經(jīng)拉氏反變換算出電容C2的電壓以及流過電感L1、L2的電流，并求出t4時(shí)刻C2的電壓UC2（t4）以及L1、L2的電流iL1（t4）、iL2（t4），即

t4時(shí)刻電容C1電壓變?yōu)?，電容C2電壓達(dá)到最大值，充電電流停止，令iL2（t）=0，求得t'3。t4=t'3+t3，則

5）第5 階段（t4

結(jié)合第4 階段推導(dǎo)出的電容電壓及電感電流，在復(fù)頻域上運(yùn)用節(jié)點(diǎn)電壓法解出節(jié)點(diǎn)電壓方程，整理之后再經(jīng)拉氏反變換算出電容C1、C2的電壓及流過L1、L2的電流隨時(shí)間變化表達(dá)式，并求出t5時(shí)刻C1、C2的電壓UC1（t5）、UC2（t5）及L1、L2的電流iL1（t5）、iL2（t5），即

令t5=t'4+t4，t5時(shí)刻流過L1的正向電流為0。令iL1=0，求得t'4時(shí)刻表達(dá)式為

6）第6 階段（t5

結(jié)合第5 階段推導(dǎo)出的電容電壓及電感電流，在復(fù)頻域上運(yùn)用節(jié)點(diǎn)電壓法求出節(jié)點(diǎn)電壓表達(dá)式，整理之后再經(jīng)拉氏反變換算出電容C1、C2的電壓及流過L1、L2的電流表達(dá)式，并求出t6時(shí)刻C1、C2的電壓UC1（t6）、UC2（t6）及L1、L2的電流iL1（t5）、iL2（t6），即

t6時(shí)刻流經(jīng)電感L1的反向電流為0，令iL1（t）=0，求得表達(dá)式，t6=t5+，即

7）第7 階段（t6

結(jié)合第6 階段推導(dǎo)出的電容電壓及電感電流，在復(fù)頻域上運(yùn)用回路電流法列出方程，求解整理之后再經(jīng)拉式反變換，得出電容C1、C2的電壓及流過拓?fù)涞碾娏鞅磉_(dá)式，并求出t7時(shí)刻表達(dá)式UC1（t7）及L2的電流iL2（t7），即

t7時(shí)刻流經(jīng)電容C2的電流為0，令iC2=0，求得。

8）第8 階段（t7

結(jié)合第7 階段推導(dǎo)出的電容電壓及電感電流，在復(fù)頻域上運(yùn)用回路電流法列出方程，求解整理之后再經(jīng)拉式反變換，得出電容C1的電壓表達(dá)式及電感L2的電流表達(dá)式，即

t8時(shí)刻電容C1的電壓等于避雷器MOV 的設(shè)定電壓，令UC1=UMOV，求得，t8=+t7，則

3 雙電容斷路器仿真分析

利用Matlab/Simulink 軟件，對(duì)圖1 的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)進(jìn)行分?jǐn)嗟燃?jí)為10 kV/3 kA 的高壓直流系統(tǒng)短路狀態(tài)仿真。仿真模型參數(shù)見表2。當(dāng)預(yù)充電電容C1的電壓高于8 500 V 時(shí)會(huì)造成電能的浪費(fèi)，當(dāng)其電壓低于6 500 V 時(shí)會(huì)對(duì)流過MOV 的電流產(chǎn)生較大影響，為了同文獻(xiàn)[13]拓?fù)浔容^，所以本文選擇8 500 V。而當(dāng)預(yù)充電電容C1大于0.5 mF 時(shí)，會(huì)使C2的充電電壓峰值變大，影響分?jǐn)嗨俣?；?dāng)C1小于0.5 mF 時(shí)，會(huì)使電容C1的反向充電電壓增大，也影響分?jǐn)嗨俣?，綜合比較后選用0.5 mF。諧振電感L1取值過高的會(huì)使電容C1的電壓無法達(dá)到避雷器MOV 的閾值電壓，過低的會(huì)增大C2電壓峰值，影響分?jǐn)鄷r(shí)間；諧振電感L2取值過高時(shí)會(huì)使電容C1的反向充電電壓變大，過低時(shí)會(huì)影響斷路器正常工作；諧振電感L3應(yīng)遠(yuǎn)大于諧振電感L1和L2，若L3過小，在正常狀態(tài)下充電時(shí)負(fù)載電壓波動(dòng)會(huì)比較大，影響負(fù)載正常工作。

表2 仿真模型參數(shù)Tab.2 Parameters of simulation model

3.1 機(jī)械開關(guān)斷開階段

機(jī)械開關(guān)無弧打開階段的電流波形如圖5 所示。由圖可見，直流系統(tǒng)在5 ms 之前處于正常運(yùn)行狀態(tài)，在5 ms 時(shí)開始模擬短路狀態(tài)，以21.42 A/μs的電流速度從3 kA 的正常工作電流上升到6 kA，在5.14 ms 達(dá)到機(jī)械開關(guān)預(yù)動(dòng)作電流，此時(shí)觸發(fā)晶閘管VT1、VT2，回路產(chǎn)生的電流使得機(jī)械開關(guān)K 動(dòng)作，20.3 μs 后電流下降為0 A；同時(shí)刻二極管VD1自然導(dǎo)通。由于電感L2的阻流效果，二極管VD3在5.26 ms 時(shí)才有電流流過。由于二極管VD3的分流效果，流經(jīng)VT1、VT2的電流逐漸開始下降，并且電流iVT1的下降速度比iVT2快。

圖5 機(jī)械開關(guān)無弧打開階段的電流波形Fig.5 Current waveforms of mechanical switch at no-arc open stage

機(jī)械開關(guān)電壓、電流波形如圖6 所示。由圖6可見，機(jī)械開關(guān)從動(dòng)作到電流消失過程中并沒有出現(xiàn)過高的電壓，而且從機(jī)械開關(guān)電流為0 后的0.233 ms 時(shí)間處于零壓零流的狀態(tài)，該狀態(tài)能更好地使機(jī)械開關(guān)無弧打開。

圖6 機(jī)械開關(guān)電壓、電流波形Fig.6 Voltage and current waveforms of mechanical switch

3.2 電容放電階段

在5.37 ms 時(shí)，電容C1電壓釋放為0，開始反向充電，在5.40 ms 時(shí)達(dá)到反向電壓最高值，觸發(fā)晶閘管VT4，同時(shí)刻流過二極管VD1的電流下降至0。5.47 ms 時(shí)電容C1經(jīng)VT4放電結(jié)束，流過VT4的電流為0，電容C1開始正向充電，同時(shí)刻電容C2充電電壓達(dá)到最大值，觸發(fā)晶閘管VT3，電容C2通過VT3-VD1釋放電壓，VD1重新有電流流過。5.55 ms時(shí)流過L1-VT2的電流為0，電容C2通過VT3-VD4-L1給電容C1正向充電。隨著電容C2電壓的降低，5.66 ms 時(shí)流過VD1、VD4的電流逐漸下降為0。電容C2的電壓直到5.72 ms 才全部釋放，電壓歸零，流經(jīng)VT3的電流也停止流通，為了保持電容C1的充電狀態(tài)，觸發(fā)VT4，使電流通過US-RS-LS-L2-VD3-C1-VT4-US給電容C1充電。電容放電階段的電流波形如圖7 所示，電容C2的電壓及電流波形如圖8所示。

圖7 電容放電階段電流波形Fig.7 Current waveforms at capacitor discharge stage

圖8 電容C2 電壓及電流波形Fig.8 Voltage and current waveforms of capacitor C2

3.3 避雷器工作階段

氧化鋅避雷器MOV 設(shè)定動(dòng)作電壓為12 kV，C1電壓及MOV 和系統(tǒng)電流波形如圖9 所示，在5.79 ms時(shí)氧化鋅避雷器MOV 電流開始上升，電流由充電回路逐漸向氧化鋅避雷器MOV 回路轉(zhuǎn)移。流過二極管VD3、VT4的電流逐漸降低，當(dāng)流過氧化鋅避雷器MOV 的電流達(dá)到峰值時(shí)，不再有電流流過二極管VD3、VT4，二者同時(shí)自然關(guān)斷。電容C1電壓不再上升，氧化鋅避雷器MOV 進(jìn)入泄流階段，電路短路，此時(shí)電流全部流向氧化鋅避雷器MOV，二者電流同步，在7.7 ms 時(shí)下降為0。至此整個(gè)分?jǐn)噙^程結(jié)束，用時(shí)2.7 ms。

圖9 電容C1 電壓及避雷器和系統(tǒng)電流波形Fig.9 Waveforms of voltage of capacitor C1 and current of arrester and system

單、雙電容電壓對(duì)比波形如圖10 所示。可見：在相同的仿真環(huán)境下，單電容結(jié)構(gòu)的混合型直流斷路器反向電容電壓可以高達(dá)7 200 V，達(dá)到避雷器閾值電壓的時(shí)間為6.3 ms；而雙電容結(jié)構(gòu)的斷路器反向電容電壓不足1 kV，達(dá)到避雷器閾值電壓的時(shí)間為5.92 ms，雙電容模式的充電時(shí)間要比單電容模式的短0.38 ms；雙電容模式整個(gè)分?jǐn)噙^程用時(shí)2.7 ms，而單電容模式分?jǐn)噙^程用時(shí)3.2 ms（詳見文獻(xiàn)[13]），雙電容結(jié)構(gòu)斷路器在分?jǐn)嗨俣壬蟽?yōu)于單電容結(jié)構(gòu)斷路器。單、雙電容性能參數(shù)對(duì)比如表3 所示。

表3 單、雙電容性能參數(shù)對(duì)比Tab.3 Comparison of performance parameters between single-and double-capacitor

圖10 單、雙電容電壓對(duì)比波形Fig.10 Comparison of voltaye waveforms between single-and double-capacitor

另外，在相同的仿真環(huán)境下對(duì)本文拓?fù)渑c文獻(xiàn)[12]GTO 拓?fù)溥M(jìn)行仿真，發(fā)現(xiàn)文獻(xiàn)[12]拓?fù)渲械腉TO在關(guān)斷時(shí)會(huì)產(chǎn)生接近140 kV 的電壓和25 kA 左右的電流，對(duì)GTO 器件造成擊穿效果；而本文雙電容拓?fù)渲胁捎玫拇蠊β示чl管都是在電流過零的條件下自然關(guān)斷，不存在過電壓擊穿效果。

4 結(jié)論

（1）續(xù)流回路能夠防止開關(guān)打開之后觸頭兩端出現(xiàn)過高的反向恢復(fù)電壓；

（2）雙電容拓?fù)淠軌蛎黠@降低單電容拓?fù)涠搪饭ぷ鲿r(shí)過高的反向充電電壓；

（3）雙電容拓?fù)浞謹(jǐn)嗨俣缺葐坞娙萃負(fù)涓?，整個(gè)分?jǐn)噙^程能夠在2.7 ms 內(nèi)結(jié)束；

（4）能夠解決因?yàn)殡娙蓦妷簱p耗而引起的初始電容C 電壓不足的問題。