混合式限流断路器阶段分析及其控制策略优化

赵晓明，叶辰之，李 霄，林献坤，李福生，王 云，曹碧颖

(1. 上海理工大学 机械工程学院，上海200082；2. 上海电气中央研究院，上海200070)

混合式限流断路器阶段分析及其控制策略优化

赵晓明1，叶辰之2，李 霄2，林献坤1，李福生2，王 云2，曹碧颖2

(1. 上海理工大学 机械工程学院，上海200082；2. 上海电气中央研究院，上海200070)

针对传统真空断路器在微电网无缝切换时遇到的分断速度慢的问题，提出基于高速机械开关和固态断路器新型混合式交流限流断路器的设计方案。对该断路器在预期短路电流20 kA的工况下换流分断过程分阶段进行了分析，推导了限流断路器短路分断时间的计算公式, 并进行了不同关断电感下的模拟仿真以验证所建模型的正确性。在分析结论的基础上完成了限流断路器关键器件参数的设计。通过对分断保护控制策略的优化，有效减小了触头分离时电弧的大小，提高了短路限流分断性能。经仿真试验改进后的400 V/450 A混合式限流断路器可以将预期短路电流20 kA的故障电流限流至4 200 A以下并完成分断，短路分断时间仅不到1 ms。

混合式限流断路器；强迫换流；固态开关

0 引言

近几年来由风力发电、太阳能发电等分布式能源组成的微电网以其日渐成熟的技术和广阔的应用前景而备受关注,旨在保护微电网的新型限流短路技术成为研究热点。微电网主要由储能单元、分布式能源、负载组成，并通过PCC点与公共电网相连。当公共电网侧发生故障时，PCC点瞬间失压，为保证负载持续可靠运行，则要求PCC点保护断路器瞬间动作切断微电网与公共电网的连接，实现孤岛运行；若微电网内部负载发生故障，保护系统必须及时切除故障点附近，以尽可能小的区域来消除故障带来的影响[1-3]。微电网正是凭借着内部分布式能源、储能单元与公共电网无缝切换配合，大幅提升了供电品质，在保证敏感负荷的不间断供电方面具有无可比拟的优势。然而现有传统机械断路器的分断速度很难实现微电网的无缝切换，这成为微电网无缝切换的制约瓶颈。

与传统机械断路器相比, 由功率半导体器件组成的固态开关具有开断时间短、无电弧等特点[4，5]，但其容量有限、过负载能力差、导通损耗大等缺点限制了固态开关在电力系统中的应用。针对传统机械断路器和新型固态开关的缺点，将两者合理配合，优势互补，构成了一种新型断路器，即混合式断路器[6，7]。基于电力电子技术的混合型开关以其通态损耗小、动作速度快的特点，不仅在微电网中广泛使用，同时在常规电力系统、柔性交流输电、风力发电等大功率输配电领域得到应用。以混合型断路器为代表的新型限流断路器已成为当前断路器发展的新方向。

按照关断原理，混合型断路器可分为自然换流型和强迫换流型两种。文献[7-8]阐述了混合型限流断路器应用在直流场合，与微电网交直流并用场合的性能要求有所不同。文献[9]针对传统强迫换流型断路器在关断高上升率短路电流时遇到的问题，提出了与本文相类似的主电路拓扑结构，但存在换流过程过于复杂，器件成本高的不足。本文在文献[10]提出的主回路拓扑结构基础上做了进一步改进，针对低压场合, 开展了400 V/450 A混合式限流断路器样机的设计研发工作，得到了固态关断电路基本器件关键参数的设计方法。本文最后对原有的短路电流关断控制策略进行了调整优化，大大提高了断路器短路限流关断性能，为混合式限流断路器在微电网领域的应用提供了理论依据。

1 新型混合式交流限流断路器

1.1 限流断路器的基本原理

图1为额定400 V/450 A混合式限流断路器主电路拓扑结构，它由高速斥力开关SW、由晶闸管构成的固态关断电路、压敏电阻MOV三者并联而成。

图1 混合型限流断路器主电路

主回路电流正向发生短路时，混合型限流断路器检测到短路发生后立即向高速开关发出关断信号，在经过100 μs的机械响应延时时间后，开关动静触头开始分离并产生电弧。电弧燃烧少许时间后触发晶闸管T1导通，由于反向电弧电压的存在，二极管D1反向截止，换流电容通过晶闸管T1和二极管D1放电，反向流经斥力开关，与斥力开关原有电流

对冲，使流经斥力开关的总电流下降至零，实现斥力开关触头间电弧的强迫切断，主回路电流从斥力开关换流到固态关断电路上。随着斥力开关反向弧压的消失，二极管D1导通，电容通过二极管D1继续放电，使斥力开关两端电压近乎为零，为高速开关触头间介质预留一定的介质强度恢复时间，防止斥力开关触头间外加过电压后击穿重燃弧导致关断失败。待电容电压反向后，二极管D1反向截止，电容串联接入主回路，斥力开关承受电容接入主回路时产生的过电压。当斥力开关两端电压达到压敏电阻MOV的压敏电压时，MOV导通，吸收回路中的剩余能量，主回路电流最终在MOV的限压吸能作用下关断。

1.2 限流断路器的短路电流分断过程

图2是本文设计的额定400 V/450 A混合型限流断路器短路关断的仿真结果，下面结合图2对断路器关断过程进行详细说明。

图2 混合型限流断路器短路分断波形

(1)检测阶段： t0～t1

正常工作下，短路检测单元时监测主回路电流大小。当短路发生、电流超过3倍额定电流时，短路检测单元向系统控制单元发送短路保护信号。系统控制单元收到短路保护信号后，立即向斥力开关发送分断指令。在20 kA的预期短路电流工况下，此阶段短路电流的上升率di/dt=8.6 A/μs。

(2)延时阶段：t1～t2

斥力开关收到分断指令后，会经过100 μs的延时时间，开关触头才开始动作。在此期间，静态开关没有任何信号触发和机构动作，短路电流依旧继续急剧上升。

(3)燃弧阶段：t2～t3

斥力开关触头分开，动静触头之间产生电弧，此时在动静触头之间会建立起20 V的电弧电压，此阶段会持续20 μs。电弧对主电路电流电压变化没有显著影响。

(4)强迫换流阶段：t3～t4

斥力开关动静触头电弧燃烧20 μs后(控制单元向斥力开关发送关断信号120 μs后)，控制单元发送晶闸管导通信号，晶闸管导通，关断电容C依次通过二极管D2、斥力开关SW、晶闸管T1、电感L所在回路放电。由于此阶段斥力开关动静触头之间的电弧电压依然存在，导致二极管D1反向截止，因此电容电流全部通过斥力开关，与斥力开关原有的短路电流对冲至零，实现斥力开关的强迫换流。当高速斥力主回路电流降为零时，其两端电压为零，动静触头之间的电弧电流完成分断。

(5)介质恢复阶段：t4～t5

斥力开关完成分断后，关断电容通过二极管D1、晶闸管T1，电感L所在回路继续放电，电容电压继续下降至零。此阶段主回路电流完全从二极管D2通过，主回路电流继续上升。此阶段为高速开关提供了必要的介质强度恢复时间，防止高速开关动静触头在限流阶段恢复电压的作用下重燃弧。

(6)限流阶段：t5～t6

当电容放电完毕、电容电压降为零时，二极管D1反向截止，电容C与MOV并联接入主回路，此时电容即将反向充电，因此电感被二极管D3短接。在接入电容的作用下，主回路阻抗明显增大，主回路电流上升速率开始变缓，断路器两端电压(亦等于电容反充电电压)上升。随着断路器两端电压(电容反充电电压)增大至源电压，主回路电流达到峰值，主回路电流从此开始减小。在整个限流阶段，断路器两端电压(电容反充电电压)持续上升。若在此期间断路器两端电压始终低于MOV的压敏电压，则MOV支路不导通，主回路电流自然过零，静态开关完成换流分断全过程。若在此期间断路器两端电压达到压敏电压，MOV阻抗瞬间减小，MOV支路导通，进入MOV关断阶段。

(7)MOV换流阶段：t6～t7

当断路器两端电压达到MOV压敏电压时，MOV电阻瞬间减小，主回路电流从晶闸管T1、电容C、二极管D2所在回路转移到MOV支路，导致固态关断电路电流减小，MOV支路电流增大，直至主回路电流完全转移到压敏电阻支路。

(8)MOV关断阶段：t7～t8

固态关断电路电流降为零时，电容电压停止反向充电，主回路电流全部流经MOV，限流断路器通过MOV吸收剩余能量。最终主回路电流在MOV的作用下减小至零，限流断路器开关完成短路关断全过程。

2 限流断路器参数设计

2.1 短路关断总时间分析与验证

混合型断路器短路关断过程如图3所示。当主回路电流上升到动作设定值Iset时，给高速斥力开关SW发出分闸信号，SW经过一定机械延时tm后，动静触头在时刻开始分离，触头间立刻形成电弧。为了保证换流过程开始时斥力开关触头间电弧电压已经建立，因此斥力开关动作后，晶闸管要经过延迟时间tn(约20 μs)才开始导通。经过以上分析，主回路电流上升至动作值Iset后，经过两段延时tm+tn，晶闸管导通，主回路电流开始从斥力开关到固态关断电路的转移。可以看出，以上描述的过程主要受机构器件物理延时影响，用时较为固定，因此电流电压分析时，可以认为检测阶段和延时阶段所用时间tm+tn是定值。

图3 混合型限流断路器短路分断过程

经过阶段分析可以得到，在时间tc+tzero内的强迫换流换流阶段和介质恢复阶段，限流断路器主要依靠由关断电容和关断电感组成的LC振荡电路完成强迫换流，换流过程完成后振荡电路持续导通，直到脉冲电流达到峰值Im。

由此，根据LC振荡电路规律，可以得到脉冲电流达到峰值所需时间和脉冲电流峰值

(1)

(2)

式中：L为关断电感器电感值；C为关断电容器电容值；UC0为关断电容器的预充电电压；Im为脉冲电流峰值。

关断过程中，脉冲电流从零上升到主回路电路电流的时间即强迫换流时间tc。强迫换流阶段结束时刻，脉冲电流与主回路电流相等，可列出下式

(3)

由此式可以求出强迫换流时间tc。

由于电力系统短路的时间常数通常为几ms到几十ms，从电流上升到换流过程结束仅几百μs，因此假定在此过程中主回路电流上升率di/dt为定值D，则介质恢复阶段结束时刻主回路电流

(4)

在时间tr(限流阶段)内，关断电容从零电压开始反向充电，直到电容电压达到MOV压敏电压UMOV。在此过程中，由于关断电容和关断电感串联接入主回路，主回路电流达到峰值后下降，在限流阶段结束时，主回路电流I6相较于限流阶段开始时刻电流I5有所小幅下降，取

I6=0.95I5

(5)

由于限流开始时刻电流I5大小位于主回路电流峰值Imax和限流结束时刻电流I6之间，可以认为此阶段主回路平均电流为I5。因此根据电容电压达到压敏电压，可以得到限流阶段用时

(6)

在时间tMOV内，断路器两端电压达到压敏电压，主回路电流转移到MOV，断路器通过MOV吸收了电源等效电感的能量和电源的做功。根据系统能量守恒，若忽略线路电阻消耗的能量，可知MOV所需吸收的系统能量为[10]

(7)

文献[11]指出，分断时MOV吸收能量近似表示为

(8)

式中：UMOV为MOV压敏电压；泄放电流初值IRm=I6；电流从IRm下降至零的时间tR=tMOV。联立表达式(7)、(8)，可以求出时间

(9)

将以上各段时间相加，可以得到短路关断总时间(从主回路电流达到预设动作值开始计时)：

(10)

针对额定400 V/450 A混合型限流断路器的工况和性能参数，根据技术规范要求，系统内部器件电压值不应超过系统电压等级的2倍[7]，为尽可能保证强迫换流可靠进行，暂定关断电容器预充电电压

UC0=2×400=800V

理论上，MOV压敏电压要高于关断电容预充电电压，但压敏电压过高会无法保证限流效果。考虑电容电压波动因素，MOV压敏电压为关断

UMOV=1.25UC0=1 000V

为保证强迫换流的顺利完成，取脉冲电流峰值为晶闸管导通时刻主回路电流I2的1.8倍，由此可得

(11)

式中：晶闸管导通时刻主回路电流I2=Iset+D·(tm+tn)。由此得到C=44L。

当短路合闸角为90°时，已知工况参数和控制时序要求

可由表达式(10) 得到短路关断时间t关于关断电感L的影响, 如图4所示。为了验证本文推导的短路关断总时间表达式，将关断电感取不同值时短路关断时间的计算值与仿真值进行对比，得到误差在10%内。理论计算和模型仿真一致表明，当脉冲电流峰值脉一定的情况下，关断电感越小，短路关断速度越快。

图4 电感对短路关断时间的影响

2.2 关断电感和关断电容的确定

由于关断电感与斥力开关触头介质恢复时间正相关，如果关断电感过小，会导致关断过程中零电压时间过短，从而引发斥力开关触头承受过电压时重燃弧的发生，所以关断电感不是越小越好。为避免重燃弧发生，关断过程中零电压时间必须满大于斥力开关触头介质强度恢复时间。分析关断过程中斥力开关在电流过零后的触头间介质恢复特性，确定该条件下介质可靠恢复的时间为 80 μs，即得到

(12)

结合表达式(1)可得

(13)

其中，tc由式(3)确定，由此得到

L≥13.5μH

C≥594μF

在保证零电压时间大于触头介质强度恢复时间条件下，关断电感越小，短路关断速度越快。结合仿真结果，取L=15 μH，C=600 μF。

3 换流控制策略优化

该新型混合式断路器从短路发生到故障点切除所用时间小于1.5 ms，在短路电流初始上升阶段及时断开，使故障电流明显低于预期短路电流，从而大大减小了应力对电力系统的影响。但在短路限流关断过程中强迫换流斥力开关触头分离时燃弧电流过大，燃烧剧烈，严重缩短触头寿命，这是斥力开关触头分离先于晶闸管导通的控制策略导致的。若在斥力开关触头分离之前导通晶闸管，如图5所示，则斥力开关触头燃烧严重的现象会得到极大改善。

图5 控制策略的优化

图6 控制策略优化前后短路关断电流

分析控制策略改进后的强迫换流过程的变化。图6为短路合闸角90°时400 V/450 A混合型限流断路器短路分断控制策略改进前后的电流波形。控制策略改进后，晶闸管导通时刻提前，斥力开关触头分离前强迫换流已经开始，相较于改进前，斥力开关触头分离时刻通过斥力开关的电流减小，不但有效避免了大电流电弧对触头材料的灼烧，同时又使电弧持续燃烧的时间有所减短，大大降低了斥力开关触头材料的设计难度，有效解决了斥力开关触头寿命过短的问题。与此同时，晶闸管导通时间提前意味着强迫换流过程得到提前，压缩了短路电流上升时间，使换流开始时刻主回路电流有所降低，进一步降低了强迫换流难度。从整个关断过程上看，晶闸管提前导通使断路器提前开始限流，降低了主回路电流峰值，缩短了短路关断总时间。

4 结论

本文针对传统断路器在微电网无缝切换时分断速度慢影响供电品质的问题，提出新型混合式交流限流断路器的设计方案，该断路器由于采用了超高速斥力开关和大功率晶闸管固态开关技术, 具有通态损耗低、分合闸动作迅速、无弧分断的优点。故障发生时, 断路器能够在接到分断指令后短时间内完成斥力开关触头分离, 将短路电流完全转移到固态关断电路上, 本文设计的400 V/450 A混合式限流断路器可在最短800 μs时间内实现对20 kA 短路电流的可靠分断，可以完全满足微电网无缝切换的快速分断要求。从短路关断阶段分析出发，分析影响短路分断总时间长短的关键因素，理论计算和模型仿真一致表明，当脉冲电流峰值脉一定的情况下，关断电感越小，短路关断时间越短，结合零电压时间条件得到关断电感和关断电容的大小。针对斥力开关触头大电弧灼烧严重寿命过短的问题，对该断路器的控制策略进行了改进。通过提前晶闸管导通时间，可使斥力开关触头分离时电弧得到减弱，同时降低了主回路电流峰值，缩短了短路关断总时间。

[1] 邓超平, 唐志军, 张曦, 等. 一种新型的微网自适应过流保护方法[J]. 电力系统保护与控制, 2015, 42(4): 38-43.

[2] 苏虎, 曹炜, 孙静, 杨道培, 等. 基于改进下垂控制的微网协调控制策略[J]. 电力系统保护与控制, 2014, 42(11): 92-98.

[3] 周伟, 陈皓勇, 李煜东, 等. 微电网控制策略与保护配置的研究[D]. 广州：华南理工大学, 2013: 20.

[4] NASEREDDION R, AMOR I, MASSOUND A. AC solid state circuit breakers for fault current limitation in distributed generation[C]. 2013 IEEE GCC Conference and exhibition, November 17-20.

[5] SCHMITT S. MOSFET selection and drive strategies for DC solid state circuit breakers[J], PCIM Europe 2014.

[6] SHUKLA A, DEMETRIADES G D. A survey on hybrid circuit-breaker topologies[C]. IEEE Transactions on Power Deliverg, 2015, 30(2): 627-641.

[7] 徐国顺, 江壮贤, 庄劲武, 等. 新型真空直流限流断路器设计及其介质恢复特性[J]. 电工技术学报, 2013, 28(2): 171-177.

[8] 栾会, 毛承雄, 王丹, 等. 新型直流断路器的设计与仿真[J]. 电力系统及其自动化学报, 2014, 26(7): 1-6.

[9] 王晨, 庄劲武, 张晓峰, 等. 混合型限流断路器在高短路电流上升率时换流实验分析[J]. 电力系统自动化, 2009, 33(16): 65-70.

[10] 王晨，庄劲武，张晓峰，等. 新型混合式限流断路器分析及试验[J]. 电力系统自动化, 2010, 34(15): 60-65.

[11] 杨峰, 庄劲武, 毛海涛, 等. MOV在能量吸收电路中的应用研究[C]. 2006年全国船舶机电维修技术论文集, 2006: 232.

Stage Analysis of an AC Hybrid Current-limiting Breaker and Its Optimization of Protection Control Policy

ZHAO Xiaoming1, YE Chenzhi2, LI Xiao2, LIN Xiankun1, LI Fusheng2, WANG Yun2, CAO Biying2

(1. School of Mechanical Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200082, China；2. Shanghai Electric Central Research Institute, Shanghai 200070, China)

To solve the problem that traditional vacuum breaker can not meet the requirements of fast breaking when seamless switching in micro-grid, an AC hybrid current-limiting breaker (HCLB) based on high-speed mechanical switch and solid state circuit breaker is proposed. In this paper, the hybrid breaker’s commutation and interruption process are analyzed when prospective fault current is 20 kA and the formulas of separation time in short circuit protection period are deduced, which is validated with different inductance by computer simulation. The design of parameters are put forward based on theoretical analysis. After optimizing the protection control policy, the arc current between the contacts during separation reduces significantly, which could improved current-limiting ability and interruption performance of the breaker. After improvement by simulation, a 400V/450A DC hybrid current-limiting breaker has been developed and the computer simulation shows that the prospective fault current of 20 kA is limited to the value below 4.2 kA and the entire interruption process takes less than 1ms.

AC hybrid current-limiting breaker; forced current zero; solid state circuit breaker

2015-10-09。

赵晓明(1990-)，男，硕士研究生，研究方向为微电网继电保护，E-mail: qinghuazhao1@126.com。

TM561

A

10.3969/j.issn.1672-0792.2016.02.003