基于电容换流的多端口直流限流断路器

陈 凯,王威儒,童 准

(1.现代电力系统仿真控制与绿色电能新技术教育部重点实验室(东北电力大学),吉林 吉林 132012;2.国能永福发电有限公司,广西 桂林 541001)

0 引 言

随着“碳达峰、碳中和”目标的提出,可再生能源占比在未来几十年中将迅速提升,如何实现大规模可再生能源的高效外送是亟待解决的问题。基于模块化多电平换流器(Modular Multilevel Converter,MMC)的柔性直流电网凭借其无换相失败、可控性强、具有无功支撑能力等优势,成为大规模可再生能源并网和远距离输送的有效技术支撑[1]。但基于MMC的直流电网一旦直流侧发生故障,换流器子模块(Sub Model,SM)的电容将对故障点放电,故障电流上升迅速,峰值极高。为避免故障电流危害电力电子器件及直流电网的运行,系统需要在几毫秒内完成故障清除[2]。

目前常见的故障清除手段有两种[3]:换流器采用全桥子模块或箝位双子模块[4-5],替换原半桥方案中的部分子模块,但该类子模块拓扑会导致换流器成本和功耗的增加,且清除故障时会导致健康换流站短时停电[6];另一种方法为采用直流断路器(DC Circuit Breaker,DCCB)阻断故障电流,该方法控制逻辑简单,系统正常运作时功率损耗小,且故障隔离后系统经潮流重新分配可达到新的稳态,适于运用在直流电网中[7-9]。

ABB较早提出混合式直流断路器(Hybrid DC Circuit Breaker,HDCCB),该DCCB采用绝缘栅双极型晶体管(Insulated Gate Bipolar Transistor,IGBT)串联作为故障电流转移支路,该支路能够高效阻断故障电流,但需要承受极大的电气应力,对IGBT需求数量庞大[10]。针对上述问题,文献[11]将连接于同一直流母线的线路所配备的直流断路器共用同一个转移支路,即多端口直流断路器(Multi-port DC Circuit Breaker,MP-DCCB)。文献[12]通过应用晶闸管与二极管作为上下桥臂的选择开关,提高了装置经济性。文献[13]以主动引流开关在故障时主动将母线接地的操作使线路上的分断部分能够顺利开断,但导致线路限流电抗器的作用无法充分发挥。文献[14]中提到以远端换流站多端口断路器作为后备保护方案,使各断路器电力电子器件减少一半,但该后备保护方案需要故障断路器所连换流站闭锁。同样针对断路器成本昂贵的问题,许多文献设计使用工艺成熟的晶闸管代替IGBT,并通过电容提供反压强迫晶闸管关断的电容型直流断路器。文献[15]提出了电容换流型断路器,但故障电流为IGBT闭锁强制换流至电容,通流支路串联电力电子器件数量较大。文献[16]和文献[17]中电容预充电电压为系统电压,故障后投入电容时将对系统造成较大冲击。

主动式限流器(Fault Current Limiter,FCL)具备抑制故障电流上升率的能力,能够有效降低断路器承受的开断时电流应力。文献[18]在故障发生后交替导通反并联耦合电感,使故障电流快速减小,但电感所串联IGBT将承受极大的电压。文献[19]提出了一种基于饱和铁心型超导限流器的混合直流限流电路,通过阻感复合限流抑制故障电流。文献[20]中耦合电感一次侧串联于线路,二次侧连接IGBT,控制IGBT的通断使得一次侧等效电感变化。文献[21]在故障清除后导通电力电子器件旁路电抗器,达到减少避雷器耗散能量的效果。在多端口直流断路器的基础上,文献[22]以耦合电感作为限流器,故障时通过导通IGBT将耦合电感投入,但在系统正常运行时大量IGBT串联在线路中,导致功率损耗增加。文献[23]中通过电容换相投入电感,但电容换相需在机械开关完成分断后进行,限流器实际投入时间并不长。

综上,目前限流断路器仍多以电感进行限流,但电感限流能力随时间衰减,且难以与断路器中换流部分配合。因此本文提出一种基于电容限流、换流的多端口限流断路器,首先介绍断路器整体结构,阐述所提拓扑在不同故障工况下开断及保护原理,设计断路器关键参数,最后在四端系统中对故障阻断、重合闸过程进行仿真验证,并与其他文献拓扑结构于故障电流峰值、故障隔离时间、经济性等方面进行对比分析,说明本结构在直流电网的适用性。

1 所提直流断路器拓扑

提出的多端口限流断路器拓扑结构由以下四部分组成:通流支路、选择开关、主断路器和电容预充电支路,如图1所示。其中,通流支路和选择开关用于故障后投入主断路器,各端口均需配置;主断路器需使用大量电力电子器件,为提高经济性,各端口共用主断路器和电容预充电支路。

图1 电容限流换流断路器拓扑

通流支路包括超快速机械开关(Ultra Fast Disconnector,UFD)以及负载换流开关(Load Commutation Switch,LCS),LCS为机械开关提供零电流的分断环境;UFD经一定时间建立绝缘,物理隔离直流母线与故障线路。选择开关为反并联晶闸管组,与通流支路配合选择故障线路。

主断路器由四部分组成:1)换流电容C1,在故障支路的UFD断开后投入,当电容端电压达到MOA动作电压时将故障电流换流至MOA;2)限流电容C2,电容器可有效地抑制过电压,并在为UFD的断开提供充足的时间和电气环境的同时限制故障电流上升速率;3)金属氧化物避雷器(Metal Oxide Arrester,MOA),用于阻隔故障电流并钳位断路器两端电压;4)晶闸管组(T1、T2、T3、T4)及二极管桥式结构,实现电容C1的双向投入及不同故障的隔离。

电容预充电支路由晶闸管组Tc、T′c及电阻Rc组成,可在系统正常运行时为电容C1充电。大电阻Rc在支路并入后减小通电时对系统的冲击。

2 断路器工作原理

本节阐述断路器在线路单极接地故障、母线故障、重合闸等工况下的保护原理。

2.1 电容预充电

断路器的电容充电过程如图2所示。在系统正常运行时,导通晶闸管组T1、T4及Tc对电容C1、C2进行充电。电容电压达到系统级电压后,晶闸管将自动截止。之后闭合机械开关UFDd1、UFDd2,令电容C1电压维持至MOAd的启动电压、C2通过电阻将累积的能量耗散。两支路电流降为零后,打开机械开关。此时电容C1将达到预充电电压uC10,具体数值选择将于后文阐述。

图2 预充电阶段电流路径

2.2 线路单极接地故障

断路器共四个工作阶段,各阶段动作时序、等效电路及关键量表达式如下:

1)定位阶段(t0

设线路1于t0时刻发生接地故障,在故障定位完成前,电流路径如图3(a)所示。

图3 故障定位阶段

此阶段等效电路如图3(b)所示,在等效电路中,考虑各换流站沿断路器所在母线馈入故障点的电流。图中,换流站内电容由直流电压源等效,电感Ldcj(j=1,2,…,n)为换流站等效电感、线路平波电抗器、中性线电抗器和线路电感所合成的由母线至换流站或故障点的等效电感,忽略换流站等效电阻及线路电阻。

据KVL、KCL,此阶段故障电流i1(t)表示为

(1)

2)限流阶段(t1

t1时刻,一般认为故障发生3 ms后,保护系统完成故障定位,此时导通对应选择开关Tl1,关断LCS1,触发UFD1分断信号,同时导通主断路器的晶闸管T2、T4,故障电流流经直流母线及主限流断路器馈入故障点,如图4所示。

图4 限流阶段

IGBT关断与晶闸管导通时间为微秒级,因此忽略上述时间及晶闸管通态压降,将t1代入至公式(1)得此时故障电流i1(t1),根据图4(b)得:

(2)

随着故障线路对应LCS的关断,故障电流将对电容C2充电,电容上产生电压uC2,进而提高换流站与故障点之间的电压,起到抑制故障电流上升的作用。约2 ms后的t2时刻UFD1完全打开,电容电压持续增加。此时关键量的表达式仍如公式(2)。

3)换流阶段(t3

故障线路对应UFD完全打开1 ms后t3时刻收到断路器关断指令,导通晶闸管T3,电容C1开始放电,T4承受反压一段时间后完全关断[15],故障电流将为电容C1、C2同时充电,电容电压快速上升,电流路径如图5(a)所示。

图5 换流阶段

该阶段的初始条件为uC2(t3),i1(t3)和C1预充电电压uc10,根据图5(b)得:

(3)

公式中:

t4时刻C1、C2电容电压和等于系统电压,故障电流达到峰值,电容电压继续增加。此时关键量的数学表达式仍如公式(3),初值为uC2(t4),i1(t4),uC1(t4)。

4)耗能阶段(t5

t5时刻电容电压和超过MOA启动电压,电流逐渐转移至避雷器,如图6(a)所示。同时导通T′c,使Rc与避雷器共同耗散等效电感Ldc1的储存能量,以减少避雷器吸收能量和故障隔离时间。

图6 耗能阶段

根据避雷器的动作特性,避雷器端电压达到启动电压后将被限制在启动电压附近,因此可认为避雷器端电压恒定,为启动电压UMOA。

根据图6(b)的等效电路图,及初始条件i1(t5)可得此时段的故障电流:

(4)

令i1(t)为零,得避雷器隔离故障耗时tbrk:

(5)

2.3 母线故障

柔直电网需要考虑直流母线接线形式,因目前直流断路器造价昂贵,每回直流母线的出线较少,且直流母线故障概率较低,目前柔直电网的直流母线接线形式仍为单母线接线。发生直流母线故障后,需迅速隔离故障母线。

针对直流母线故障,断路器工作原理与线路故障时类似,故障电流流向相反。t0时刻直流母线发生故障,故障电流迅速上升。t1时刻控保装置判别为母线故障,导通晶闸管T′lj(j=1,2,…,n)、T2、T4。全部端口的LCS闭锁,UFD开始分断。t2时刻全部UFD分断,1ms后t3时刻导通T3(T4)电容C1开始放电。t5时刻电容电压和超过MOA启动电压,电流逐渐转移至避雷器,故障电流减至零时,母线故障隔离。

虽直流母线故障概率较低,但一旦故障将导致近端换流站停止功率输送,多条直流线路停运。而应用多端口断路器,母线故障隔离后,可触发所有选择开关,此时选择开关将承担母线的工作,如图7所示。

图7 母线故障清除后断路器工作状态

2.4 后备保护

设线路1发生故障,若对应机械开关未将故障线路与直流母线的连接切除,断路器将启动后备保护,切除故障线路及直流母线。设t0时刻发生故障,电流迅速上升。t1时刻控保装置判别为线路故障,LCS1闭锁,UFD1开始分断。若一段时间后检测到故障电流仍在快速上升,则采取隔离直流母线的措施。断路器各端口LCS闭锁,UFD分断。2 ms后UFD完全打开,之后导通T3电容C1开始放电,T4承受反压关断。电容电压和超过MOA启动电压后,电流逐渐转移至避雷器,故障电流逐渐减小至零。

2.5 分断小电流

当线路高阻接地故障或计划断电等情景发生,保护方案将命令断路器在小电流下完成分断。设计划停运线路为出线1,直接闭锁LCS1和UFD1,同时触发线路对应选择开关Tl1、T′l1及两端断路器的晶闸管Tc与T′c,晶闸管会因平波电抗器电流减小所产生的反压导通,平波电抗器所储存能量将通过电阻Rc泄放。过程中计划停运线路的电流将不断减小,传输功率由其他线路转带。当电流降为零时,线路切除完成。

2.6 重合闸故障判别

由于绝大多数故障为瞬时故障,进行重合闸操作有利于电网重新恢复冗余,且有益于故障测距。但若由通流支路直接合闸于永久故障会导致断路器需要重新进行故障隔离,且可能致使故障线路UFD及LCS承受过电压。因此,在进行重合闸动作之前先对故障类别进行判断。

设t6时刻电流过零,故障隔离完成。之后闭合UFDd1、UFDd2,电容C1、C2开始释放故障隔离期间所吸收能量,并为重合闸故障判别动作做准备。

C2通过电阻消耗储存能量,C1通过避雷器MOAd释放部分能量,通过调整MOAd的启动电压,可将电容器C1的电压维持至设定值。耗能完成后电容器C1的电压极性与初始状态相反,根据主断路器的对称性,断路器具备再次分断故障电流能力。

断路器动作后,需经一定的去游离时间(约150-300 ms)使其重新恢复故障隔离能力。在去游离结束后等待一段时间,断路器对故障类别进行判别,设故障线路为出线1,主断路器触发晶闸管T2、T3、Tl1。若故障为永久故障,晶闸管T2、T3、Tl1承受正压导通,主断路器投入电容C1、C2,迅速进行故障隔离,如图8所示;若为瞬时故障,因此时故障线路两端母线电压相差较小,又有预充电电容C1串接于线路中,晶闸管T2、T3、Tl1将无法导通,此时导通线路对应LCS,闭合UFD,旁路主断路器,线路投入运行。

图8 重合闸于永久故障

3 关键参数设计与仿真分析

本节将结合第二节所推表达式,以四端真双极柔直电网中单极为对象,分析断路器中电容C1、C2的参数对故障电流峰值、故障隔离时间及各电力电子器件所受电流、电压应力等指标的影响。并通过在PSCAD/EMTDC中搭建四端单极仿真模型,验证所提断路器切除故障的能力。系统结构如图9所示,换流站具体参数如表1所示。

表1 换流站参数

图9 系统结构及断路器配置

3.1 关键参数设计

1)电容C2

电容C2主要用于限制电流上升速率,在选择C2的容值时,需要考虑限流阶段限制故障电流能力及机械开关绝缘要求。由限流阶段关键量公式(2)可知,容值取值过小,uC2快速上升,可能导致UFD发生电压击穿现象;取值过大,将导致C2两端电压uC2上升较慢,限流效果较差。

根据公式(2),可得C2容值对限流阶段结束时C2的电容电压峰值uC2m及故障电流峰值i1m变化规律的影响,物理量变化规律如图10所示。

图10 电容C2的影响

由图10(a)、图10(b)可见随着C2容值的减小,限流效果变好,通流支路开关承压增加。考虑SF6超快速机械开关要求在零电流、低电压的环境下开断,且其绝缘电压与触头间隙距离成正比,在2 ms内可达到800 kV[25],因此为在一定安全裕度下满足机械开关开断要求的同时限制故障电流,C2容值选取为40μF。

2)电容C1

电容C1承担换流作用,在选择C1电容容值及初始电压时,需考虑快速完成换流过程的同时,C1的放电过程能够覆盖晶闸管关断时间,保证VT3、VT4完成关断。由公式(3)可知,C1容值越小,等效电容越小,相同的故障电流下,电容电压增长越快,换流阶段越短。为尽快完成故障隔离,C1取值不宜过大,本文选为10 μF。

预充电电压uC10的选择与放电速度和晶闸管关断时间相关,放电速度受C1、C2容值选取的影响,关断时间由晶闸管自身关断特性决定。在C1、C2容值已确定的前提下,VT3、VT4选择快速切换晶闸管,其关断时间达到10-100 μs,可避免过大的预充电电压投入。设选择ABB公司晶闸管5STF 23H2040,最大阻断电压2 kV,关断时间40 μs。将上述参数带入公式(3),令uC1(t)于t-t3=40 μs时为0,可得uC10值为20.92 kV。因电容C1在故障隔离过程中需要反向投入会增大故障电流,为此希望预充电电压尽可能小,在考虑一定裕度的情况下,将预充电电压uC10设置为40 kV。

3.2 仿真分析

1)线路单极接地故障

设电容预充电完成后于1 s时MMC1与MMC2连接线路首端发生如图9所示单极接地故障f。

将故障前相关系统参数代入等效电路,得故障电流计算值与仿真结果的对比结果如图11所示。

图11 计算值与仿真值对比

由图11可知,计算值与仿真值相比较,其故障电流峰值略大,且电流下降率较快。以上现象的原因是在上文电路等效中将换流站电容及MOA简化为直流电压源,忽略了电容放电导致的直流电压下降及故障电流与避雷器端电压的线性关系。

图12为故障隔离中断路器内部电流波形,t0=1 s时故障发生,表征通流支路电流的iaux迅速上升。设故障发生3 ms后于t1=1.003 s时保护系统准确定位故障,断路器判断预充电电压uC10方向导通对应晶闸管T2、T4,关断故障支路的LCS,对应通流支路电流迅速下降。当t=1.003 02 s时通流支路电流iaux小于对应UFD的剩余电流,UFD开始打开,期间故障线路的通流支路承受C2端电压uC2。设UFD动作时间为2 ms,t2=1.005 02 s时,UFD完全打开。t3=1.006 s时,给对应断路器发送跳闸信号,导通晶闸管T3,故障电流流经电容C1,C1的预充电电压uC10保证晶闸管T3完成关断。C1先放电后充电,电容电压快速上升,t4=1.006 1 s时,C1、C2电容电压和大于系统电压,故障电流达到峰值7.13 kA,之后故障电流开始衰减。t5=1.006 6 s,电容电压和达到MOA启动电压,MOA开始投入,故障电流持续衰减。t6=1.011 8 s时,故障电流衰减至0,故障隔离完毕。

图12 断路器内部电流波形

图13为故障隔离期间各电力电子器件承压情况检验,可为电力电子器件选型提供参考。

图13 电力电子器件承压

由图13可知,通流支路两端电压uaux与非故障线路的选择开关Tln、T′ln(n≠1)最高需承受避雷器启动电压。T2、T3承压较T1、T4小,但考虑到实现电容的双向投入,上述四个晶闸管组需能承受相同的电压。电容预充电支路的晶闸管Tc,T′c在电网正常运行时需承受系统电压。

设T3、T4选择前文提及的快速晶闸管5STF 23H2040,其余晶闸管选择5STP 40N6500,其参数为6.5 kV/3.78 kA,可承受75 kA的浪涌电流。因晶闸管承受浪涌电流能力远高于IGBT,下文仅考虑晶闸管的串联数量。设1.2倍的安全裕度,由电压波形可推断选择开关需(181×2×n)个晶闸管,T1、T2各需75个晶闸管,T3、T4各需240个快速切换晶闸管,Tc、T′c各需93个晶闸管,共(929+362×n)个。IGBT仅各出线LCS使用,选择5SMA 3000L450300,参数4.5 kV/3 kA,可承受浪涌电流6 kA,考虑双向电流关断,共需2×n个。二极管需承受避雷器动作电压,设选择5SDD 31H6000,参数为6 kV/40 kA,则共需要197×4个。

2)重合闸

故障发生至11.8 ms避雷器能量耗散完成,30 ms时各元件恢复至初始状态,满足重合闸需求。设故障发生200 ms后断路器进行重合闸故障判别,图14为合闸至永久故障时电流波形。

图14 合闸至永久故障电流波形

由图14可知,1.2 s触发晶闸管T2、T3、Tl1。故障为永久故障,晶闸管承受正压导通,电容C1、C2串联于故障回路隔离故障,1.205 5 s电流重新降为0。因断路器重新隔离故障,应关断UFDd1、UFDd2对电容重新放电。电容放电后断路器可重新进行判别以致保护系统认定故障为永久故障。

4 性能对比

将所提断路器与其他断路器拓扑进行对比,ABB公司提出的混合直流断路器拓扑作为拓扑1[10],文献[16]所提断路器作为拓扑2,文献[17]提出的多端口限流断路器作为拓扑3,本文所提断路器作为拓扑4,系统参数仍按表1中取值。设1 s时发生故障,保护系统完成故障定位需3 ms,故障线路UFD关断需2 ms,1.006 s断路器收到跳闸指令。

各结构断路器故障电流仿真结果,如图15所示。

图15 各拓扑故障电流对比

拓扑1因没有增加额外的限流措施,仅通过系统的平波电抗器、中性线电抗器进行限流,使得故障电流较大。且HDCCB采用IGBT作为换流单元,而IGBT承受浪涌电流能力、击穿电压远小于晶闸管,需串并联多个IGBT以分压分流。

由图15可知,拓扑2、拓扑3、拓扑4均采用电容换流,拓扑2中换流电容与限流电感串联,为保证可靠换流,电感取值较小,限流效果一般。

拓扑3通过在限流支路设置IGBT使断路器可在疑似故障发生时提前将电流转移至主断路器,从而在判断故障发生于保护范围内立即进行故障隔离,限流电感投入时间长,限流效果显著。

拓扑4采用电容进行限流,限流单元于故障线路LCS关断时投入,投入时间较长,反应于波形中为故障电流峰值较低。换流阶段中限流电容与换流电容共同承担换流任务,在波形中表现为断路器收到跳闸指令后故障电流迅速达到峰值。

从经济性比较,断路器中所用电力电子器件相较其他器件费用昂贵,且除拓扑1其他拓扑均采用电容换流,因此此处主要考虑开关器件的数量。设电力电子器件选择上文所提型号,依据各器件的承压及通流情况,在考虑双向分断、母线n条出线、器件1.2倍安全裕度的情况下,计算拓扑1、2、3、4所需的器件数量,如表2所示。

由图15可知,本文所提拓扑与几种电容型断路器相比,限流能力较好,故障电流峰值较传统的HDCCB降低了20.6%,电流峰值的减小导致了断路器分断速度的增加。而由表2可知,本拓扑所用器件综合所需价格较低。

5 结 论

本文提出了一种电容限流的多端口断路器,通过电容间的配合,实现了加速换流进程,能够快速进行故障隔离。但目前设计需要的预充电电容需要额外的充电设备,且投入工作时会略微增大故障电流。在PSCAD中搭建四端单极MMC-HVDC仿真模型,验证了断路器在故障隔离、重合闸的有效性。与其他断路器拓扑进行对比分析,相较常规的单端口DCCB保护方案,该方案减少了大量电力电子器件,经济成本更低;缩短了故障隔离时间;且在直流母线故障时具有可不中断功率传输的优势,在直流电网中表现出较好的适用性。