具有重合闸功能的电容换流型高压直流断路器

章宝歌，焦越敏，孙瑞，平善言，吴伯祥

(兰州交通大学自动化与电气工程学院，兰州 730070)

0 引言

近些年，柔性直流电网技术成为了支撑高比例新能源并网和消纳的有效手段[1 - 3]，具有广阔的应用前景[4 - 7]。且随着新能源发电的应用逐年提升，高压直流输电由于能够更有效地提高可再生新能源的利用效率，使得直流输电系统的规模不断扩大[8 - 10]。但由于直流输电系统的结构日益复杂，给系统的运行及换流站带来了很大的安全隐患[11 - 12]。高压直流断路器作为直流系统安全运行和继电保护的关键设备，高压直流断路器的快速分断能力、降低故障电流的上升率以及直流短路故障的隔离问题，是急需解决的问题[13 - 14]。

高压直流断路器(HVDC circuit breaker， DCCB)分为3类，机械式DCCB、全固态式DCCB及混合式DCCB[15 - 17]。混合式DCCB结合了前两者的优点，能满足开断速度快的同时实现通态损耗小，是直流电网保护的关键设备之一。传统的混合式DCCB采用IGBT的串并联组成转移支路，消耗半导体器件多，成本较高[18 - 20]。文献[21 - 22]提出的拓扑运用桥式电路来实现电流的双向开断，使得断路器使用的IGBT数量减半，降低了制造成本，但未能抑制故障电流的上升。文献[23 - 24]提出的拓扑结构都加了预充电电容，故障电流被切断后电容的电压极性发生变化，但其电压很难恢复到原有极性，因而当重合闸时，需要进行预充电。文献[25 - 26]提出的拓扑结构都加了接地二极管，故障侧的电流通过二极管耗散，不再经由避雷器吸收，从而减少了避雷器吸收的能量，但故障侧的电流放电所需时间较长。

本文提出了一种具有重合闸功能的换流电容型高压直流断路器(capacitor-commutated high voltage DCCB, CC-HDCCB)拓扑。该拓扑的优点为：1)可以利用电容替代IGBT，降低成本；2)可以利用电感降低电流的上升速率；3)可以利用旁路支路减少了避雷器吸收的能量；4)两套晶闸管实现了双向故障开断和重合闸功能。

本文首先介绍了CC-HDCCB的结构以及工作原理，分析了运行过程，对重合闸过程进行了介绍。其次给出了断路器的关键参数设计，最后对断路器的可行性进行了仿真验证。

1 拓扑结构和工作原理

1.1 拓扑结构

CC-HDCCB拓扑结构如图1所示。其主体结构上采用了全桥式整流电路，由通流支路、限流支路、断流支路和旁路支路4部分构成。图1中Rs、Ls、Udc分别为MMC等效后串联的电阻、电感和直流电压，Rf为直流线路等效电阻，Ldc为直流电抗器。

图1 CC-HDCCB拓扑结构Fig.1 CC-HDCCB topological structure

1)通流支路。由超快速机械开关(ultrafast mechanical switch，UFMS)和负载转换开关(load commutation switch，LCS)组成。

2)限流支路。按照功能，限流支路分为3部分：(1)晶闸管阀组T1、T2二者交互作用，其作用是迅速将通流支路的故障电流转移，保证UFMS在零电流电压下可靠关断。(2)T5a、T5b反向并联晶闸管组和电容C1构成的串联支路，其一电容C1的反向充电可储存部分能量并抑制故障电流上升，其二限制了限流电抗L两端的过电压，其三保证了T1、T2的可靠关断。电容的预充电及放电回路在此省略；(3)由晶闸管阀T6a、T6b反向并联晶闸管组和限流电抗L及限流电阻RL的构成串联支路，在故障回路中抑制短路电流的上升。

3)断流支路。由单向的IGBT和避雷器并联构成。该部分用以承载和开断故障电流，利用避雷器耗散非故障侧的能量。

4)旁路支路。由晶闸管阀组Tby和泄能电阻Rby串联构成。当避雷器动作时隔离了故障侧和非故障侧电流后，利用泄能电阻吸收故障侧能量。

1.2 工作原理

1)稳定运行。当直流控制系统正常工作时,电压只流过通流支路,而其他支路均保持在闭合状态。

2)限流过程。直流系统发生故障，被检测到后，导通通流支路中的T2、T4以及断流支路中的换流电容C2，电流向限流支路转移，同时给通流支路中的LCS关断信号，当UFMS达到完全开距后，T1、T5a导通，电容C1开始放电，T2因承受反压逐渐关断。当电容C1两端电压为0时，开始反向充电，同时T6a也因耐受正压而导通，限流电阻RL和限流电抗L开始运行。当电容C1两端的电压高于系统电压后，C1所在的支路电流逐渐开始减少，至减小到0，C1关断，限流电抗L所在支路完全投入运行。

3)断流过程。断流支路中的换流电容C2关断，避雷器MOA导通，同时旁路支路导通，使得故障侧和非故障侧的故障隔离开后，非故障侧的电流逐渐减小至0后避雷器自行安全切断。

4)旁路过程。当避雷器开始动作后，旁路支路中的泄能电阻Rby吸收耗散故障侧的能量。

5)重合闸过程。与交流断路器相同，直流断路器在分断一段时间后也要进行重合闸，以保证电流短路故障排除，能恢复系统正常供电，提高系统供电的可靠性。当该电路进行重合闸时，由于电容器C1的电压极性发生改变，不需要再给电容充电即可切断故障电流，实现故障电流的重合闸过程。由于限流模块的对称性，无论故障电流的方向如何变化，限流模块都可以辅助切断故障电流。

2 运行过程分析

整个运行过程的时序图如图2所示。

图2 运行时序图Fig.2 Operation sequence diagram

2.1 故障关断

2.2.1 电容器C1预充电阶段(t0—t1)

从t0—t1，直流系统稳定运行，在此期间，通过T2和S的导通来完成电容C1的初始充电。电容C1的充电原理图如图3所示，大电阻R1的作用是限制充电电流大小。当电容器C1充电完成时，流过T2的电流减小到0，T2被成功关断。至此电容器C1的预充电完成。

图3 电容C1预充电电路图Fig.3 Capacitor C1 pre-charge circuit diagram

2.1.2 限流准备阶段(t1—t3)

1)t1时刻电路发生故障，由于未检测到电流发生故障，通流支路正常工作，其余支路处于被旁路状态。t2时刻检测到短路故障后，T2和T4以及断流支路的换流电容C2的导通，确保LCS和UFMS不需要承受高电压。向LCS发出分断指令。电流迅速转移，UFMS开始分断，电流通流支路传输到T2和T4所在的通路。该时段的电流路径如附录A1(a)所示。

2)t2时刻，晶闸管T1处于关断状态，但换向电容的电压加在晶闸管T1两端，晶闸管T2两端的电压等于LCS与UFMS的导通压降(大于0)，此时给晶闸管T2触发信号，晶闸管T2成功导通。该时段的电流路径如附录图A1(b)所示。在t3时刻，UFMS达到额定开距。

设直流系统电源电压为Udc，直流线路的电流为idc，电抗电流为iL(t)，在t2—t3期间，可得：

(1)

(2)

由式(1)—(2)可得：

(3)

式中：τ=L0/R0；L0=Ls+Ldc；R0=Rs+Rf。

3)t2

(4)

式中uC2、iC2分别为电容C2的电压和电流。

由式(2)可知线路的电流值为idc(t2)=iC2(t2)=I2，代入式(3)中可得：

iC2=idc=e-α(t-t2){UdcC1ωsin[ω(t-t2)]-
I2sin[ω(t-t2)-β]}

(5)

2.1.3 限流阶段(t3

1)t3

2)t4时刻，T2关断，但电容C1放电还未结束，t5时刻，电容C1放电结束。该时段的电流路径如附录A1(d)所示。

C1放电的动态过程描述为：

(6)

设电容C1的初始充电值为U0，由于T2关断迅速，可忽略不计，即认为电流在t3时刻全部转移至T5a支路中，得idc(t3)=iC1(t3)=I3，解式(6)可解得此阶段中电容电压及电容支路电流为：

(7)

iC1=(Udc+uC1)C1γsin(γ(t-t3))+I3cos(γ(t-t3))

(8)

3)t5

(9)

化简得：

(10)

t5时刻，电容C1放电结束，故该时刻电容电压uC1为0。即初始值uC1(t5)=0， 令该时刻电容C1的电流iC1(t5)=I5， 代入得：

(11)

随着电容C1反向充电，充电时间越长，流过电容C1的电流iC1越小，电压uC1越大。t6时刻，uC1升至系统电压，电容C1断开。

4)t6

将t6代入式(11)中得iC1(t6)=iL(t6)=I6， 由KVL、KCL可得阻感支路中瞬时电流iL为：

(12)

式中：τ0=(L0+L)/RL；RΣ=RL+Rs+Rf。

限流阻抗L支路的导通，减少了故障电流的上升速率。

2.1.4 吸能阶段(t7

t7时刻，避雷器MOA达到工作电压，避雷器MOA导通运行，换流电容C2关断，同时引流支路导通接地。避雷器MOA投入运行后，开始吸收非故障侧能量并限制过电压。故障侧电抗开始通过引流支路的晶闸管Tby对接地电阻Rby放电，引流支路的投运，降低了避雷器耗能需求。t8时刻，流过避雷器的电流为零，避雷器吸能结束，故障线路切断成功。该时段内的电流路径如附录A1(g)所示。

记t7—t8时段避雷器吸能时间为Δt，动作电压为UMOA，由式(12)可得t7时刻的故障电流为iC1(t7)=iL(t7)=I7， 由KVL得：

(13)

解式(13)可得：

(14)

式中：τ1=(L+Ls)/(RL+Rs)； ΔU=Udc-UMOA。

由式(14)可知，电抗值越小，电流下降速率越快，避雷器吸能时间为Δt越短。

2.1.5 旁路阶段(t8

t8时刻避雷器吸能结束，非故障侧电流降为零。故障侧的能量通过接地电阻Rby耗尽。同时换流电容C2通过泄能电阻R2放电。t9时刻，全部回路运行完毕。该时段内的电流路径如附录图A1(h)所示。

图A1 故障断路路径图Fig.A1 Fault shutdown path diagram

2.2 重合闸

由于直流输电的故障类型有暂时性故障和永久性故障两种类型，重合闸也分为两种情况。当故障为暂时性故障时，断路器正常闭合，其时序图如图4所示。

图4 正常闭合时序图Fig.4 Noral closing sequence diagram

正常闭合时，开通T1和T5a，在换向电容C1的放电作用下，流经换流电容C2的电流迅速上升，断路器两端电压下降为限流支路及断流支路的导通压降。几微妙后，流经C2的电流达到正常负荷电流后，通流支路的UFMS无弧合闸，导通LCS，电流转移至通流支路，重合闸完成，其电流图如图5所示。如若流经换流电容C2的电流依旧上升，则为永久性故障。

图5 CC-HDCCB正常闭合电路图Fig.5 CC-HDCCB normal closing circuit diagram

当故障类型为永久性故障时，只需要重新调换T1和T2的动作顺序，以及重新调换T3和T4的动作顺序，用T5b替换T5a，用T6b替换T6a，即可再次切断故障电流，实现重合闸功能。由前面章节所述的工作原理可知，在CC-HDCCB开断故障电流的过程中，直流电源将对电容器C1充电，不仅使得换相电容的电压能得到补充，也减少了避雷器吸收的能量。CC-HDCCB完成故障电流关断后，电容C1的放电路径全部阻断，电容C1中的能量得以保存，后续每次开断故障电流都不需要对电容C1进行再次充电。重合闸电流路线附录2所示，由附录图A2可知，CC-HDCCB重合闸后将恢复至附录A1的初始工作状态。

图A2 重合闸路径图Fig.A2 Re-closing path diagram

3 仿真分析

3.1 器件参数设计

3.1.1 限流电阻RL的选择

通过限流电阻耗能特性，避雷器吸收的能量减少。电流随电阻RL变化的规律如图6所示。

图6 限流电阻RL与iL的关系Fig.6 Relationship between RL and iL

由图6可知，电阻对电流影响不大。综合考虑到电阻的体积、经济性、散热性能等方面因素，本方案采用的限流电阻为5 Ω。

3.1.2 限流电抗L的选择

限流电抗在电路中的使用，抑制了电流的上升速率。电抗越大，抑制效果越明显，但会延长限流电抗L完全投入的时间，使故障分断时间延长。从t5时刻开始投入运行，至t6时刻完全运行，此时，代入式(11)可得：

Δt0=arctan(-IL/λAUdcC)/λ

(15)

式中Δt0为阻感支路从开始到完全投入故障回路所需要的时间。

分析式(11)可知，λ的值与电抗L成正比，由式(15)可知，Δt0将会随着λ的增大而增大；再者，当流过其的故障电流达到稳态时，电抗L越大，电抗L本身所储存的能量越多。

图7为电抗L值变化时故障线路电流的变化规律图，从图7可知，电抗L越大，故障电流的二次上升速率越慢，但相反的是，电抗L越大，限流电抗完全投入使用的时间却越长。由于目前高压电抗成本高，但要保证它的绝缘及安全，因而对于500 kV直流系统，阻感支路采用200 mH的限流电抗。

图7 限流电抗L与iC1的关系Fig.7 Relationship between current limiting reactance L and iC1

3.1.3 电容C1的选择

本文提出的CC-HDCCB拓扑通过晶闸管T1(T2)控制换向电容所在支路的导通关断，又换向电容的充放电也控制着晶闸管T2(T1)的关断，故而换向电容C1所能承受的电流要大于短路电流峰值。在设计C1的值时，要考虑到其在充电时电容的耐压能力。C1在放电过程中系统能量平衡关系式如下：

(16)

式中：udc(t5)、udc(t2)、idc(t5)、idc(t3)分别为t5时刻的故障电压、t2时刻的故障电压、t5时刻的故障流、t3时刻的故障电流。

分析式(16)可知，故障电流与电容C1成正比。

换向电容C1在充电过程中能量平衡式如下：

(17)

式中：idc(t6)、uC1(t6)、iL(t6)分别为t6时刻的故障电流、t6时刻电容C1的电压、t6时刻电感L的电流；Wdc为电容反向充电期间转移时产生的能量。分析式(17)可知，电容值越大，转移的时间越长，转移能量越大。

本文以500 kV直流系统为研究对象，电容C1的预充电电压取U0。

由图8可知，电容C1容值越小，电容充电越快，电流峰值越低，电阻和电抗所在支路支路完全投入所需时间越短；但容值越小，故障清除后UC1的绝对值将越大，该部分绝缘成本投入越大。本文电容C1的取值为10 μF。

图8 C1、iC1、UC1的关系Fig.8 Relationship between C1 ,iC1 and UC1

3.1.4 换流电容C2的选择

由图9可知，电容C2的值越大，避雷器启动时间越长，故障电流值越大，故障线路被关断的时间也越长。但电容C2的值越小，会增大电路中电力电子阀组的电压应力，综合考虑，本文换流电容C2取20 μF。

图9 C2、iC2的关系Fig.9 Relationship between C2 , iC2

3.2 直流故障电流仿真

本节以图1所示的等效系统建立基于PSCAD的仿真模型，表1为仿真系统的主要参数。

表1 仿真参数表Tab.1 Simulation parameters

由图10所示，在t=3.0 s时，系统发生短路故障，延迟了1 ms后到t=3.001 s时检测到故障，开始转移电流。LCS立即关断，同时限流支路的晶闸管T2、T4以及断流支路的IGBT导通，UFMS开始打开。经过2 ms，即t=3.003 0 s时，UFMS完全关断，同时T5a导通。此时T1因承受正压而导通，电容C1开始放电。t=3.003 1 s时，T2因承受反压关断。t=3.003 35 s时，电容C1放电结束，开始反向充电，且T6a导通，限流电抗L所在支路投入使用。t=3.004 500 s时刻，限流电抗L所在支路完全投入运行，电容支路关断，电流上升速度减小。t=3.004 9 s时，断流支路的换流电容C2关断，避雷器开始消耗非故障侧电流，同时旁路支路的晶闸管Tby导通，旁路支路消耗故障侧的能量。t=3.007 20 s时，故障侧电流为0，电路故障清除。旁路支路电阻Rby依旧消耗故障侧的能量；同时晶闸管T5导通，换流电容C2开始通过泄能电阻R2放电直至t9时刻结束。

图10 仿真电路波形Fig.10 Simulation circuit waveform methods

而当再次发生故障时，时间顺序不变，调换T1和T2的动作顺序；调换T3和T4的动作顺序，T5b替换T5a，T6a替换T6b，即可再次切断故障电流，实现故障电流的重合闸。

3.3 性能对比

为了验证本文所提方案的开断性能，本文在相同仿真条件下对已有的其他方案进行仿真对比分析。方案1为文献[21]所提的新型HDCCB拓扑，方案2为文献[23]提出的具有限流功能的直流断路器拓扑，方案3为本文所提出的换CC-HDCCB拓扑。3种方案的故障电流对比、避雷器吸收能量对比如图11所示。

图11 方案对比Fig.11 schemes comparison

3.4 经济性对比

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，将文献[21]所提的新型HDCCB拓扑，文献[23]提出的具有限流功能的直流断路器拓扑以及本文所提出的CC-HDCCB拓扑的器件使用数量和器件吸收的能量进行对比。

1)方案1：新型HDCCB

该方案转移支路中的电力电子器件为IGBT，通常电力电子转移支路需要承受1.5倍的额定直流电压[27]，即额定电压为500 kV，转移支路的耐压值为750 kV。需要承受的电流峰值为9.4 kA，计算的需要的IGBT数量为2 700个。且避雷器吸收的能量为14.5 MJ，对避雷器的性能要求很高。

2)方案2：具有限流功能的直流断路器

方案2中，由于限流支路的加入，断路器中电流的峰值显著降低为9.4 kA，转移支路的耐压值为750 kV，得出需要的IGBT数量为1 800个。其晶闸管需要数量为166个。避雷器吸收的能量为12.0 MJ，相较于方案1，对避雷器的性能要求降低。

3)方案3：本文方案

当短路故障发生时，由于限流支路的结构具有对称性，当电容C1的电压极性转变时，晶闸管T1、T2动作顺序调换，因而晶闸管T1、T2的电压和电流也发生了调换，同理晶闸管T3、T4动作顺序调换，晶闸管T3、T4的电压和电流也发生了调换。由图12可知，晶闸管组(T1、T2、T3、T4)的耐压峰值达到700 kV，电流峰值为6.5 kA。因此，每组晶闸管需要83个，总共需要332个晶闸管。IGBT被换流电容取代，因而需要的IGBT数量为1 800个。相较于方案2，避雷器吸收的能量为7.9 MJ，对避雷器性能的要求更低。

图12 T1、T2电压波形图Fig.12 T1, T2 voltage waveform diagram

在额定直流电压相等的条件下，对3种方案的对比结果如表2所示。

表2 3种方案对比结果Tab.2 Comparison results of three schemes

方案1中，混合式直流断路器造价高昂的原因是大量使用IGBT器件，方案2、3使用晶闸管取代了大多数IGBT器件，降低了晶闸管的造价。方案3用换流电容取代IGBT，大大降低了成本，且在关断时间以及避雷器MOA的耗能均比方案2降低很多，且因避雷器耗能减少，对其性能要求更低，显著降低了避雷器的造价。总体分析，方案3的可靠性和性价比较高。

4 结论

在对本文所提的CC-HDCCB拓扑结构进行了原理分析、参数设计以及仿真验证后，得到以下结论。

1)与IGBT相比，晶闸管的成本更低。采用两组晶闸管实现双向故障电流分断，以及主限流部分采用大量串联晶闸管，可以降低成本。

2)限流支路的结构是对称的，因此换向电容C1的电压极性不影响故障电流的分断。可以满足无论故障电流的方向如何变化，限流模块都可以辅助切断故障电流。

3)CC-HDCCB利用换流电容取代了传统混合式IGBT，与传统的混合型直流断路器相比，IGBT的使用数量急剧降低，大大降低了成本。

4)无论是瞬时性故障还是永久性故障，CC-HDCCB都能实现对重合闸功能，保证了直流系统在断路器零电流和几乎零电压的条件下恢复正常通电，保证了直流输电系统的安全。