郝曉弘，黃 偉，裴婷婷，張?zhí)i

（蘭州理工大學 電氣工程與信息工程學院，蘭州730050）

相比于傳統(tǒng)高壓直流輸電，基于模塊化多電平換流器（modular multilevel converter，MMC）的高壓直流（high voltage direct current，HVDC）輸電系統(tǒng)具有有功功率和無功功率可獨立控制、無換相失敗等優(yōu)點。當其發(fā)生短路故障時，短路電流具有明顯的特點：電流上升速度快、短路電流峰值可以達到很高的水平及直流系統(tǒng)電流無自然過零點[1-2]。目前，高壓大容量的直流斷路器（DC circuit breaker，DCCB）技術尚不成熟[3-4]。因此，發(fā)展直流限流技術具有重要意義。

基于電力電子器件的固態(tài)限流器（solid state fault current limiter，SSFCL）在實踐中很快得到了應用[5-7]。文獻[8]提出了在線路兩端串入限流電抗器來實現(xiàn)限流的方法，但是繼續(xù)增大或減小電感值對故障電流不會起到明顯的抑制效果；文獻[9-10]分別提出了直流故障限制器的拓撲結(jié)構(gòu)，其采用的穩(wěn)態(tài)通流支路存在較大的電壓和功率損失；文獻[11]通過在多端MMC-HVDC 柔性直系統(tǒng)中增加電感的方法來實現(xiàn)直流側(cè)故障電流的抑制，但沒有對限流特性作出詳細的分析。

在此，提出的新型直流FCL 拓撲，重點研究柔性直流系統(tǒng)發(fā)生嚴重的雙極短路故障后的限流過程，通過在故障過程中降低等效電感、快速投入吸能電阻和配合直流斷路器，來限制短路電流峰值、上升率以及減少直流斷路器中避雷器吸收能量；最終實現(xiàn)直流側(cè)短路故障電流的快速清除。

1 直流故障限流器拓撲及限流過程

1.1 混合直流斷路器

ABB 公司已經(jīng)研發(fā)出的混合直流斷路器電壓等級為320 kV，開斷容量為9 kA，開斷時間為2 ms，承受最大電流變化率為3.5 kA/ms[12]，其拓撲結(jié)構(gòu)主要由通流支路、 電流轉(zhuǎn)移支路和耗能支路并聯(lián)而成。低損耗通流支路由超高速隔離開關（ultrafast disconnector，UFD） 和輔助換流開關 （load current switch，LCS） 串聯(lián)而成，其中LCS 由多個子模塊（sub-module，SM）串并聯(lián)構(gòu)成；K 為機械開關；電流轉(zhuǎn)移支路由n 個SM 串聯(lián)構(gòu)成； 耗能支路由金屬氧化物避雷器（metal oxide varistor，MOV）構(gòu)成，如圖1 所示。

圖1 ABB 混合式DCCB 結(jié)構(gòu)Fig.1 ABB hybrid DCCB structure diagram

1.2 直流故障限流器拓撲結(jié)構(gòu)及限流過程分析

直流側(cè)雙極短路是MMC-HVDC 系統(tǒng)中最嚴重的一種故障，一般為永久性故障。故障電流具有上升速度快，短時間幅值可以達到很高水平的特點，本文提出一種新型直流故障限流器拓撲，配置在換流站直流側(cè)出口處，可以起到限制故障電流的作用。本文提出的新型直流故障限流器拓撲與ABB 公司提出的混合DCCB 連接關系，如圖2 所示。

圖2 新型FCL 拓撲結(jié)構(gòu)Fig.2 New FCL topology

1.2.1 直流故障限流器拓撲結(jié)構(gòu)

新型直流FCL 由通流主支路和限流支路兩部分構(gòu)成，滿足雙向限流能力。其中，通流支路由L1，T1a，D2和L2，T2a，D4兩部分并聯(lián)組成穩(wěn)態(tài)時的主電路。限流支路的組成包括： 開關IGBT 閥組T3（T3a，T3b）及吸能電阻RFCL構(gòu)成，在故障時用來限制短路電流的幅值及加快耗散系統(tǒng)所儲存的一部分能量。快速機械開關K 在穩(wěn)態(tài)時閉合，故障時斷開。

1.2.2 限流過程機理及分析

設置MMC-HVDC 直流系統(tǒng)正常運行時線路電流方向由左至右，雙極短路故障發(fā)生在直流FCL 右端。其中，換流站出口處直流母線電流記為idc，直流系統(tǒng)電壓記為Udc，IGBT 閥組T1由T1a和T1b串聯(lián)組成，IGBT 閥組T2由T2a和T2b串聯(lián)組成，而晶閘管閥組T3由T3a和T3b反并聯(lián)構(gòu)成。下面以單端換流站分析為例。

（1）當系統(tǒng)正常運行時，K 保持閉合狀態(tài)，晶閘管閥組T3處于斷開狀態(tài)，且觸發(fā)IGBT 閥組T1，T2導通；DCCB 內(nèi)部UFD 閉合，LCS 模塊導通。線路電流 經(jīng) 過FCL通流主支路L1，T2a，D4和T1a，D2，L2兩條路徑及DCCB 低損耗通流支路，由于電感L1，L2對于直流系統(tǒng)相當于短路，此時直流電流并沒有經(jīng)過吸能電阻RFCL，F(xiàn)CL 和DCCB 通流支路產(chǎn)生的損耗非常?。ㄔ摀p耗幾乎可以省略不計），因此不影響系統(tǒng)的正常運行，該穩(wěn)態(tài)過程電流流向如圖3所示。

圖3 穩(wěn)態(tài)電流流向Fig.3 Steady current direction

簡單來說，系統(tǒng)在正常運行下FCL 呈現(xiàn)低阻態(tài)。即，F(xiàn)CL 等效電阻R 為

（2）雙極短路故障發(fā)生后，當FCL 未投入系統(tǒng)前，由于限流電感L1和L2的存在，使得故障初期短路電流的上升率得到有效抑制。

FCL 投入系統(tǒng)后，當故障電流達到設定閾值2idc時，立即給IGBT 閥組T1，T2觸發(fā)信號，使其處于閉鎖狀態(tài)，且向T3觸發(fā)導通信號、DCCB 發(fā)出分閘信號。此時，F(xiàn)CL 中的L1和L2退出限流電路，限流電阻RFCL被串進故障回路中，避雷器隨后也開始耗能。其中，RFCL和避雷器會耗散故障時的暫態(tài)能量，進一步縮短了DCCB 分斷故障電流的時間和抑制了故障電流的峰值。該過程電流流向如圖4 虛線所示。

圖4 故障時電流流向Fig.4 Current direction during failure

系統(tǒng)在故障情況下FCL 呈現(xiàn)高阻態(tài)。此時，F(xiàn)CL等效電阻R 為

故障狀態(tài)下FCL 投入（限流電感退出回路）后的等效回路如圖5 所示。

圖5 新型FCL 投入后的等效電路Fig.5 Equivalent circuit after input of new FCL

由KVL 得到等效電路的解析式如下：

式中：Rs為換流站等效電阻；Ls為換流站等效電感；Cs為換流站等效電容；Udc為直流電壓；Ldc為換流站出口的平波電抗器；idc為直流電流；RFCL為FCL 的吸能電阻；KUMOV為DCCB 中避雷器兩端的近似電壓，其中K 為常數(shù)。

解出系線路電流方程為

式中：I0為故障電流的最大峰值。

吸能電阻RFCL吸收的能量可以表示為

式中：t′，t″為故障過程的兩個時刻。

故障時，F(xiàn)CL 中退出的限流電感L1，L2所暫時儲存的這部分磁場能量不需要被斷路器消耗。故因限流器退出而減小的斷路器耗能Esave大小為

由圖5的等效電路可以看出，系統(tǒng)能量由阻尼電阻和避雷器共同吸收，可以表示為

式中：Eshort為故障后短路回路所儲存的能量。

（3）最后，直至電流衰減為零，快速機械開關K斷開，整個限流過程結(jié)束兼故障得到有效隔離。首次限流開斷后，2.25 s 時刻可設置FCL 再次具備限流能力。

2 仿真比較

為說明第1 部分所提新型直流故障限流拓撲的可行性及有效性，利用PSCAD/EMTDC 仿真軟件并基于圖2 所示的MMC 仿真模型對其進行仿真驗證，系統(tǒng)參數(shù)如表1 所示。設置2.0 s 時刻發(fā)生雙極短路故障，故障電流檢測閾值為2idc。

表1 兩端仿真系統(tǒng)參數(shù)Tab.1 Simulation system parameters at both ends

2.1 限流電路參數(shù)的設計原則

電阻和電感對故障短路電流均能起到限制作用。吸能電阻能夠快速耗散故障時的暫態(tài)能量，限流電感在故障初期對短路電流具有很強抑制作用，但具有隨時間減小的特性。因而本文所提的限流拓撲，運用電阻和電感共同作用來實現(xiàn)對故障電流的限制。

式（2）中R0的選取應考慮以下因素：限制系統(tǒng)故障電流的峰值、 減少DCCB 中MOV 所吸收的能量及縮短系統(tǒng)短路電流衰減至零的時間。

由式（4）可知，在一定范圍內(nèi)，吸能電阻越大，對故障電流的限制效果越好，且換流站等效電容Cs吸收的能量遠小于系統(tǒng)短路能量，這里可忽略不計，故有：

由式（4）又知，故障電流隨電感值增大而減小，然而一味的使用大電感是不合理的。因故障過程中L1，L2將退出，所以在這里對電感Ldc進行選值分析，電感取不同值時與故障電流峰值與時間的關系如圖6 所示。

圖6 Ldc 取不同值時對故障電流及時間的影響Fig.6 Influence of different values of Ldc on fault current and time

可知，對應范圍內(nèi)電感值越大，故障電流峰值越小，電流上升的速度越緩慢，且故障處理的時間越長；反之，則亦然。綜上所述，選取一組限流參數(shù)為：L1=L2=0.12 H，RFCL=260 Ω。

2.2 仿真結(jié)果

下面分別對僅ABB 混合式DCCB 和增加限流電路與DCCB 配合后進行開斷仿真。

開斷電流波形R 如圖7 所示，可以看到，系統(tǒng)正常運行時，線路直流電流為1.5 kA，當故障電流達到3 kA 時，DCCB 開始動作。僅ABB 混合式DCCB不含限流結(jié)構(gòu)，所以故障電流峰值最大，開斷電流達到6.8 kA，電流上升率約為883 A/ms，DCCB 開斷電壓為798 kV，經(jīng)25.8 ms 電流衰減過零，在整個衰減的過程當中，故障電流始終低于3 kA。

圖7 開斷電流波形Fig.7 Break current waveform

增加限流電路與混合式DCCB 配合后的斷開電壓波形如圖8 所示，其開斷電流為2.9 kA，電流上升率約為439 A/ms，DCCB 開斷電壓為776 kV，起到更好的保護作用，經(jīng)6 ms 電流衰減過零。

圖8 開斷電壓波形Fig.8 Break voltage waveform limiting circuit

避雷器及吸能電阻耗能波形如圖9 所示，可以看到，僅ABB 混合式DCCB 中的避雷器吸能5.5 MJ；增加限流電路與混合式DCCB 配合后，避雷器吸能0.96 MJ，其中限流電路中的吸能電阻耗散能量為3.78 MJ。

圖9 避雷器及吸能電阻耗能波形Fig.9 Surge arrester and energy absorption resistance energy dissipation waveform

2.3 限流效果對比分析

為了直觀的表明限流能力，將僅DCCB 和增加限流電路的故障電流進行對比。

限流能力對比分析如表2 所示，分析可知，增加本文所提的限流電路，在檢測到故障時故障電流立即下降，有效地降低或避免了換流站閉鎖的情況。

表2 限流能力對比分析Tab.2 Contrastive analysis of current limiting capacity

系統(tǒng)能量耗散比較如表3 所示，展現(xiàn)了增加限流電路前后，DCCB 中避雷器及限流電路中吸能電阻的能量耗散情況。在短路故障發(fā)生后，F(xiàn)CL 動作前，限流電感L1，L2相當于短路存在與電路中，當故障電流達到設定閾值2idc時，F(xiàn)CL 動作，立即給IGBT 閥組T1，T2觸發(fā)閉鎖信號，在閉鎖延遲的這段時間內(nèi)限流電感進行了短暫的儲能，如式（6）所示；隨后，限流電感由剛開始的并聯(lián)，變?yōu)橥顺龉收匣芈?，使得這部分能量不被DCCB 消耗；其次，一部分能量被吸能電阻耗散，線路電流衰減至零的時間縮短，直流側(cè)提供的能量降低。因此，避雷器吸收能量顯著降低，同時能夠有效地減小開斷故障電流時避雷器的壓力。

表3 系統(tǒng)能量耗散比較Tab.3 System energy dissipation comparison

通過以上對比分析，可得結(jié)論如下：

（1）本文FCL 通態(tài)損耗低，通流主支路采用IGBT閥組、限流支路采用晶閘管閥組，滿足雙向限流能力，較為節(jié)省設計成本；

（2）增加限流電路后，較僅ABB 混合式DCCB，直流故障電流峰值降低了57.4%，電流上升率降低了50.3%，故障電流衰減過零點的時間縮短至6 ms，進一步降低了避雷器的殘壓，有效地提高了系統(tǒng)運行的可靠性；

（3）限流電路的增加，使得吸能電阻耗散了大部分能量，從而減少了避雷器需耗散得能量。其次，故障過程中限流電感的退出，以及線路電流衰減至零點所用時間的縮短，使得直流側(cè)提供的能量降低了32.2%，有效地減小了開斷故障電流時避雷器的壓力，降低了對DCCB 的要求。

3 結(jié)語

針對柔性直流系統(tǒng)直流故障電流發(fā)展速度快、開斷困難的現(xiàn)狀，本文提出一種新型直流故障限制器與ABB 混合式直流斷路器配合方案。通過仿真驗證表明，所設計的新型FCL 拓撲，能夠快速的限制短路電流的峰值與上升率，且減小了直流斷路器中避雷器的耗能壓力，為直流斷路器的快速隔離提供有利條件。進而驗證了其拓撲結(jié)構(gòu)的可行性與有效性，且具有明顯的工程應用價值和現(xiàn)實意義。本文為解決柔性直流系統(tǒng)開斷困難問題提供了新思路，對于經(jīng)濟性與應用可靠性方面的考慮，將作為下一步的研究工作。