新型具有限流功能多端口高压直流断路器拓扑

章宝歌，孙瑞

(兰州交通大学自动化与电气工程学院, 兰州市 730070)

0 引 言

随着新能源与电力电子技术的不断发展，多端柔性直流输电技术在世界上引起了广泛关注[1-2]。柔性直流输电具有低惯量、低阻抗、谐波含量低等优点[3]。由于直流输电没有过零点的特性，使得故障电流切除和清理的难度增加[4-5]。所以，对直流故障的关断和清除成为当今该领域研究的主要问题之一[6-7]。

为了实现故障电流的切除和清理，国内外学者对直流断路器(DC circuit breaker，DCCB)展开了广泛的研究，并进行了理论分析[8-10]。ABB公司于2012年研制出了首台常规DCCB[11]。全球能源互联网研究院有限公司研发出了H桥级联DCCB[12]。南京南瑞继保电气有限公司研发出500 kV的DCCB，并在张北四端柔性直流输电网络中投入运行[13]。但这些常规二端口DCCB，其主要的问题是一个主电路对应一个转移支路，电力电子器件投入数量多，从而导致其造价高。

多端口高压直流断路器(multi-port DC circuit breaker，MP-DCCB)拓扑能很好地解决电力电子器件数量的问题。目前，只有少数文献提到MP-DCCB。文献[14]提出了多个DCCB共用转移支路。文献[15]提出了一种基于DCCB的MP-DCCB，其转移支路上仅需具备单向分断电流能力，可以节约一半数量绝缘栅双极型晶体管 (insulated gate bipolar transistor，IGBT)成本。但这些MP-DCCB在故障切除时，故障电流过大，避雷器消耗的能量过多。

为了解决故障电流过大的问题，传统的DCCB限流方式是在直流线路上增加限流电抗器和在DCCB内增加限流电感，但电感值的增大将直接影响直流系统的动态特性[16-17]。

针对以上问题，另提出新型MP-DCCB，具有以下几个优点：1)主电路是由常规二端口延伸到多端口，可以大大降低成本费用；2)增加限流支路，可以显著降低故障电流的峰值；3)增加接地支路，可以有效地减少金属氧化锌避雷器(metal oxide varistors，MOV)消耗的能量，间接地减小避雷器关断的电流大小并缩短关断时间。

随着高压直流输电技术的发展，迫切需要新型断路器，这为断路器进一步研究提供了现实需要。国内外学者对断路器进行了改进，为研究提供了理论基础。用PSCAD建立仿真模型，通过改变参数，为研究提供了验证基础。

本文主要对DCCB拓扑进行改进，并对其性能进行理论分析。首先介绍新型MP-DCCB的拓扑结构和时序过程，并对各阶段进行理论分析；然后依据理论分析进行元件参数设计；最后在PSCAD软件中进行仿真，验证新型MP-DCCB在故障时的限流和关断能力。

1 新型MP-DCCB拓扑和工作原理

1.1 MP-DCCB在电网中位置

MP-DCCB的电网位置与故障模型如图1所示，其中图1(a)为四端高压直流输电系统中MP-DCCB的位置示意图[18-20]。图1(b)是以MP-DCCB1为研究对象的故障模型图；当F点发生接地故障时，电流从MP-DCCB1的非故障端口1、3和4流入，故障端口2的电流则直接流向故障点。

图1 MP-DCCB的电网位置与故障模型Fig.1 MP-DCCB and fault location in a power system

1.2 新型MP-DCCB拓扑

图2是常规二端口DCCB电路拓扑图。其中：K

图2 常规二端口DCCB电路拓扑Fig.2 Conventional two-port DCCB topology

为机械开关，T为反向串联的IGBT，T0为转移支路上的IGBT，MOV为金属氧化物避雷器。基于该电路拓扑发展起来了ABB式DCCB和H桥级联DCCB[11-12]。其电路的缺点是：一个主电路对应一个转移支路，电力电子器件投入数量多，从而导致造价高；没有加入限流支路，导致故障切除时故障电流过大；没有加入接地支路，导致MOV消耗的能量过多，间接导致关断时间过长。

本文提出一种新型具有限流功能多端口高压直流断路器拓扑，具有能够抑制短路故障电流的峰值、降低避雷器消耗的能量和缩短避雷器关断的时间等优点，其电路拓扑结构由4部分组成：主电路、限流支路、换流支路和接地支路，如图3所示。

图3 新型MP-DCCB电路拓扑Fig.3 New topology of MP-DCCB

1)主电路：由机械开关(ultrafast disconnector，UFD)和负载转换开关(load commutation switch，LCS)所组成。其中LCS是由IGBT和二极管D并联组成。

2)限流支路：由晶闸管T1—T4及预充电电容器C1(值为C1)、限流电感LV(值为LV)构成了H桥式的限流支路。由晶闸管T5、T6、TC2、电阻R2(值为R2)和可调电容器C2(值为C2)所构成的预充电辅助电路。其中晶闸管T5、T6、电阻R2和可调电容器C2支路用于稳态运行时给电容C1进行预充电。可调电容器C2有2个作用：1)对电容C1进行分压，防止电容C1被击穿；2)可通过调节电容C2自身电容值来调节电容C1的预充电电压，待电容C1充完电，导通晶闸管TC2，可调电容器C2的能量经R2释放，使C2电压值恢复为0。

3)断流支路：由多个IGBT组成的T0和避雷器并联构成。

4)接地支路：由晶闸管Tg和电阻Rg(值为Rg)串联所组成的接地支路，用于吸收故障侧的能量。

1.3 新型MP-DCCB工作原理

正常工作原理：在直流系统稳态运行时，MP-DCCB工作在稳态运行状态，此时主电路导通，限流支路、断流支路和接地支路均处于关断状态。

限流原理：发生直流短路故障，检测到短路故障，控制MP-DCCB开始动作，给T1、T2和T0触发信号，T1、T2和T0因受到短路正向电压导通。LCSk收到关断信号后立即关断，机械开关开始动作。待其达到额定开距，给T3触发信号，T3受到C1正向电压导通，C1开始放电，T1由于承受C1反压而自行关断。当C1放电结束后继续被反向充电，触发T4，T4受到C1正向电压导通，LV开始投入故障回路。

断流原理：断路时关断断流支路IGBT，同时导通接地支路Tg。Tg因受到接地正向电压导通，将直流线路电抗快速故障隔离。与此同时，避雷器动作，吸收非故障侧电抗所储存的能量。

接地支路原理：故障侧电抗储存的能量将通过接地支路上的接地电阻Rg进行消耗，直至故障侧能量衰减至0。

2 新型MP-DCCB分断过程

图4为在故障发生时，MP-DCCB之外的等效电路。Lk为与MP-DCCB连接故障线路的故障点F到MP-DCCB的等效电感；Lj(j=1,···,n且j≠k)(值为Lj)为与MP-DCCB连接非故障线路的换流站等效电感、线路感抗、限流电抗器及集中参数下等效电感。Lk1(值为Lk1)为其他MP-DCCB到故障点F的等效电感。各个换流站可以等效为高压直流电压源Udcj(j=1,···,n)(值为Udcj)。由于系统中电阻相对较小，可以忽略换流器、线路阻抗以及各电力电子器件的电阻值和通态压降。

图4 故障时MP-DCCB外部等效电路Fig.4 Equivalent circuit outside MP-DCCB during a fault

2.1 电容器C1预充电方案

系统正常运行时，触发T5和T6，T5和T6受电网正向电压而导通，直流电网中的电流给C1进行预充电。当C1充电完成后，流过T5和T6中的电流为0而自动关断，如图5所示。此时的C1的电压为：

图5 电容C1预充电电流路径Fig.5 Pre-charge current path of capacitor C1

(1)

式中：UC1为电容C1的电压值；Udc为直流电网的电压值。

2.2 新型MP-DCCB分断过程

图6是新型MP-DCCB分断过程的控制时序。新型MP-DCCB分断过程的控制时序如下：

图6 MP-DCCB控制时序Fig.6 Control timing of MP-DCCB

1)t0到t2阶段(t0

t0到t2阶段是MP-DCCB的换流阶段。t0时，与MP-DCCB端口k相连的直流线路发生短路故障，故障电流ik快速上升，此时的ik流过LCSk和UFDk，如图7(a)所示。t1时检测到过流，给T1、T2和T0触发信号，T1、T2和T0因受到短路正向电压导通，LCSk收到关断信号后立即关断，实现换流。待LCSk上的电流降为0，开始关断UFDk，此时的ik流过T1、T2和T0，如图7(b)所示。此换流过程不影响故障电流的增长，则ik的大小为：

(2)

式中：IkN为与MP-DCCB端口k相连直流线路的稳态电流值；ik为与MP-DCCB端口k相连直流线路的故障电流值。

2)t2到t3阶段(t2

t2到t3阶段是限流支路上T1的关断阶段，如图7(c)所示。t2时，当UFDk已达到额定开距，给T3触发信号，T3受到C1正向电压导通，C1开始放电，同时T1受到C1反压而关断。此时，ik流过T2、C1、T3和T0。C1初始电压值为uC1(t2)=UC1，这一阶段电路方程组如下：

(3)

代入初始条件解方程组得：

(4)

其中：

(5)

式中：ij(j=1,···,n且j≠k)为与MP-DCCB端口j相连直流线路的非故障电流值；uC1为电容C1的电压值。

3)t3到t4阶段(t3

t3到t4阶段是限流支路上C1和LV的限流阶段，如图7(d)所示。t3时，C1放电结束，电压为0，C1开始反向充电；触发T4，T4受到C1正向电压导通，在C1和LV的作用下限流。C1和LV的电压和电流初始值均为0。这一阶段电路方程组如下：

(6)

代入初始条件解方程组得：

(7)

其中：

(8)

式中：iC1为电容C1的电流值；iLV为电感LV的电流值。

4)t4到t5阶段(t4

t4到t5阶段是LV单独限流阶段，如图7(e)所示。t4时，C1反向充电结束，T2的电流为0而自动关断，只剩下LV继续限流。t4时故障电流为ik(t4)=I4，此后故障电流ik为：

(9)

5)t5到t6阶段(t5

t5到t6阶段是MOV与Rg的共同耗能阶段，如图7(f)所示。t5时，关断T0，同时给Tg触发信号，Tg因受到接地正向电压导通，故障侧电抗所储存的能量通过Rg进行释放；同时MOV动作，用于吸收非故障侧电抗所储存的能量。此时电路方程组如下：

图7 新型MP-DCCB故障分断电流路径Fig.7 Breaking current path of MP-DCCB during a fault

(10)

避雷器需要关断的时间为：

(11)

避雷器需要消耗的能量EMOV为：

(12)

式中：UMOV为MOV的电压值；iMOV为MOV的电流值。

6)t6后阶段(t>t6)。

t6时，非故障侧电流降为0，故障侧直流电抗中的电流通过Rg继续耗能，直到消耗完毕，电流为0，如图7(g)所示。设t6时故障电流ik初始电流为ik(t6)=I6，则此后的故障电流ik的大小为：

(13)

3 仿真与分析

3.1 限流支路器件参数设计

在模块化多电平换流器(modular multilevel converter, MMC)的四端直流电网输电中，本文以图1(b)所示的4端口MP-DCCB1进行理论分析。当MP-DCCB1第2端口连接的线路发生短路故障时，即：对应上述工作原理分析中所提到的MP-DCCB端口k=2，故障电流ik=i2。经过计算，与MP-DCCB1相连的非故障侧线路感抗值分别为L1=0.25 H、L3=0.3 H、L4=0.35 H；与MP-DCCB1相连的故障侧线路感抗值为L2=0.15 H。设MMC的等效直流电压分别为Udc1=505 kV、Udc2=500 kV、Udc3=508 kV、Udc4=510 kV。

2)教师水平有待于提高，教师整体素质的高低直接影响课堂教学效果，是我们教学任务的中流砥柱。具有英语和专业知识的复合型人才太少，也就是能够在中文和英文两种语种进行自由转换的教师太少，引进部分外教不会中午，进行内容解释的时候不能清楚表达。

(14)

(15)

3.1.1 限流支路上C1值的选择与设计

图8 C1值对晶闸管电源及故障电流i2的影响Fig.8 The influence of capacitor C1 on power supply of thyristor and fault current i2

3.1.2 限流支路上LV值的选择与设计

图9 LV值对晶闸管电源及故障电流i2的影响Fig.9 The influence of inductance LV on power supply of thyristor and fault current i2

3.2 MP-DCCB1的仿真验证过程

图10 MP-DCCB1仿真图Fig.10 Simulation diagram of MP-DCCB1

在t0=2 s时，与MP-DCCB1端口2相连的直流线路发生短路故障，故障电流i2快速上升，此时的i2流过LCS2和UFD2。t1=2.001 s时，检测到过流，给T1、T2和T0触发信号，T1、T2和T0因受到短路正向电压导通，LCS2收到关断信号后立即关断，实现换流。待LCS2上的电流降为0，开始关断UFD2，此时的i2流过T1、T2和T0。t2=2.003 s时，当UFD2已达到额定开距，给T3触发信号，T3受到C1正向电压导通，C1开始放电，同时T1受到C1反压而关断。t3=2.003 4 s时，C1放电结束，电压为0，C1开始反向充电；同时触发T4，T4受到C1正向电压导通，在C1和LV的共同作用下限流。t4=2.004 35 s时，C1反向充电结束，T2的电流为0而自动关断；只剩下LV继续限流。t5=2.005 s时，关断T0，同时给Tg触发信号，Tg因受到接地正向电压导通，故障侧电抗所储存的能量通过Rg进行释放；同时MOV动作，用于吸收非故障侧电抗所储存的能量。t6=2.005 8 s时，非故障侧电流降为0，故障侧直流电抗中的电流通过Rg继续耗能，直到消耗完毕，电流为0。

3.3 性能对比

为了更加客观地分析本文所提出的新型MP-DCCB的故障分断能力，将此方案与ABB以及基于ABB发展起来的无接地、无限流常规DCCB(ABB方案)进行对比分析，两种方案性能对比结果如图11所示。加入限流支路后，故障线路上的故障电流降低了48.6%，如图11(a)所示。加入接地支路，新型MP-DCCB上避雷器所消耗能量减少了54.8%，如图11(b)所示。从图11(c)可以看出，在同等条件下，新型MP-DCCB上避雷器关断电流减少了52.4%，时间缩短了0.8 ms。从图11(d)可以看出，本文方案与ABB方案在避雷器承受电压方面并无差别。

图11 新型MP-DCCB与ABB方案的性能对比Fig.11 Performance comparison between new MP-DCCB and ABB solution

3.4 经济性对比

3.4.1 单个断路器的电力电子器件经济性

为能够更加客观地说明本文所提的单个断路器拓扑在故障分断时的经济性，将其与ABB混合式断路器的电力电子器件需求进行对比。对于IGBT，采用目前已成功实现商业化应用的5SNA1500E330305型的IGBT，其额定参数为3.3 kV/1.5 kA。考虑到工程中的IGBT的电压和电流一般不超过其额定值的50%，单个IGBT承受的电压电流为1.65 kV/0.75 kA。对于晶闸管，采用国内已具备大规模生产能力额定参数为8.5 kV/5 kA的晶闸管，考虑50%安全裕量。在500 kV的直流系统中，单个断路器在转移支路上的电力电子器件数量需求对比如表1所示。

表1 本文方案与ABB方案器件数量需求对比Table 1 Comparison of demand for element quantity between the new solution and ABB solution

由表1可知，本文所提方案与ABB方案相比，由于晶闸管耐压高，通流大，可以大幅减少开关器件的使用数量，大大降低了开关器件的成本。从器件可靠性方面分析，工程中应尽量避免大量的电力电子器件串并联，因为大量的电力电子器件串并联会面临严苛的均压均流问题。与IGBT相比，晶闸管具有更加成熟的技术条件，在同等工况下器件串并联所带来的问题更易处理，可靠性也更高。

3.4.2 断路器保护n条线路的经济性

由3.4.1节分析可知，一个断路器在故障分断时，ABB式断路器内所需要的开关器件数量是7 205个，而本文方案所需要的开关器件数量是5 215个；将本文所提出的断路器与ABB式断路器运用在保护n条线路时，开关器件数量需求对比如表2所示。

表2 断路器保护n条线路时器件数量需求对比Table 2 Comparison of demand for element quantity when circuit breaker protects n lines

由表2可知，当保护n条线路时，线路所需要的ABB式断路器为n个，而所需要本文方案的断路器为1个；与ABB式断路器相比，使用本文方案所节约的开关器件数目为7 205n-5 215个。当n=2时，节约开关器件数目为9 195个，节约率为65.8%；当n=3时，节约开关器件数目为16 400个，节约率为75.5%；当n=4时，节约开关器件数目为23 605个，节约率为81.9%。随着保护线路n的增多，所节约的开关器件数量就越多，这将进一步降低断路器内的开关器件在直流系统中的投资成本。

通常，高压直流断路器在MMC附近。在直流系统中，ABB式断路器是二端口的，则每个MMC附近需要n个断路器；而本文方案是多端口断路器，则每个MMC附近需要1个断路器，使用本文方案可以大大减少断路器的数量和占地面积。对于整个系统来说，本文所提断路器适用于我国的直流超高压、大电网系统。

3.4.3 避雷器的经济性

根据图11(b)所示，在断路器切断故障时，由于本文所提的新型拓扑中加入了限流支路和接地支路，与ABB方案对比，避雷器所需求的容量减少了54.8%。避雷器开断容量越大，所需要串并联绝缘子柱就越多，开关器件均压均流的可靠性就越低。考虑到断路器内的避雷器有一定的使用寿命，在断路时，避雷器需经过剧烈的材料升温吸收故障电流能量，而本文方案由于故障电流较小，避雷器材料升温不急剧，可以有效延长断路器使用寿命。使用本文MP-DCCB可以有效降低避雷器容量需求，延长避雷器及其断路器的使用次数，提升断路器重复性，从而间接地节约了投资成本，降低避雷器与断路器的配置问题。

与此同时，不仅避雷器所需求的容量将大幅减少，而且避雷器的个数也将大大减少。一般一个断路器内部需要配置一个避雷器，在保护n条线路时，线路对ABB式断路器所需要的避雷器是n个，而本文方案所需要的避雷器为1个，节约了n-1个避雷器，这将从另外一个方面减少避雷器投资成本，提高经济性。

4 结 论

本文提出新型具有限流功能多端口高压直流断路器拓扑，在ABB以及基于ABB发展起来的基础上由常规二端口延伸到多端口，增加限流支路和接地支路，分析了其电路结构、工作原理、动作时序过程、元件参数设计和仿真验证。与目前已有的ABB方案相比，新型MP-DCCB具有以下优点：

1)新型MP-DCCB上主电路由常规二端口延伸到多端口，大大降低成本费用。

2)新型MP-DCCB限流支路上使用了基于电力电子器件的电容和电感来综合限流，有效降低了短路故障电流峰值。与ABB以及基于ABB发展起来的无接地、无限流常规DCCB关断方案相比，其故障线路电流降低了48.6%。

3)MP-DCCB增加接地支路，将晶闸管Tg和接地电阻Rg串联来消耗故障侧直流点能量，实现了故障的隔离。应用在500 kV四端高压直流电网中，采用国内已具备大规模生产能力额定参数为8.5 kV/5 kA的晶闸管，考虑50%安全裕量，所需晶闸管的数量一共为133个，在同等条件下，新型MP-DCCB所消耗能量减少了54.8%。

4)与常规二端口DCCB相比，新型MP-DCCB上的避雷器关断电流减少了52.4%，时间缩短了0.8 ms。

5)本文的方案与ABB方案相比，限流支路上晶闸管可以大幅减少开关器件的使用数量。与IGBT相比，晶闸管成本更低，可靠性更高。

6)在限流支路上，提高了拓扑已有器件的使用次数。在故障分断结束后，限流电容再次充电，为MP-DCCB下一次分断做好准备。

本文方案的通流支路由常规二端口延伸到多端口，从而减少电力电子器件的使用数量，大大降低成本费用；限流支路采用半控型电力电子开关，可以在投入后抑制故障电流上升率，为故障隔离争取更多的时间，同时也减少了断流支路上IGBT的数量；接地支路自行吸收故障侧所储存的剩余能量，不会对故障侧电路造成过多影响，缓解了限流水平与故障快速隔离之间的矛盾，从而降低了避雷器的耐压水平、吸收能量和技术难度等。

本文所提出的新型MP-DCCB拓扑结构，能够很好地保护直流电网，具有一定的工程应用价值。然而，在实际的工程实用中，由于直流电网的电压等级高，需要进一步对开关器件的控制策略和均压均流效果进行研究与论证，保证MP-DCCB的可靠性。进一步而言，单个MP-DCCB的拓扑设计需要考虑与其他MP-DCCB的相互配合等问题，这需要进一步深入研究。