基于电压钳位原理的多端口限流式直流断路器

李国庆，宋禹衡，王利猛，赵炳然，潘禹含，闫克非

（1.东北电力大学电气工程学院，吉林省吉林市 132000；2.国网吉林省电力有限公司通化供电公司，吉林省通化市 134001；3.国网吉林省电力有限公司吉林供电公司，吉林省吉林市 132011）

0 引言

由于柔性直流输电技术在运行性能上的诸多优势，直流电网工程技术发展迅猛。但直流电网具有弱阻尼特性，当发生直流故障时，故障电流短时间内迅速上升，而直流系统不具备自然过零特性。为快速可靠切除故障、保证直流系统稳定运行，作为其保护装置的直流断路器得到了深入研究［1-4］。

多年来，直流断路器的研究持续进展，其中混合式直流断路器结合了电力电子器件和机械开关的优势，已成为当代主流方向。ABB式混合直流断路器具备通态损耗低、开断可靠等优点，但需要串并联大量绝缘栅双极型晶体管（insulated gate bipolar transistor，IGBT）器件，经济性较差［5-6］。为解决这一问题，连接于同一直流母线的线路共用直流断路器的思想被提出［7-9］，文献［10］提出一种多端口直流断路器，通过选择开关与主断路开关（main breaker，MB）共同切除故障，提高了断路器的经济性，但MB采用避雷器切断故障，需要能量泄放，重合闸速度相对较慢。文献［11］在文献［10］的基础上增加失灵辅助开关，当快速机械开关失灵时提供保护功能，使设备的可靠性大幅提升。文献［12］提出了全桥型多端口直流断路器，采用晶闸管支路与二极管支路作为上下桥臂的选择开关，提高了经济性。文献［13］提出一种将集成式负荷转移开关（load commutation switch，LCS）与集成式MB相结合的多端口直流断路器，集成式LCS可通过同一控制信号进行控制；集成式MB统一了选择功能与切断功能。文献［14］提出的多端口直流断路器由两个MB和多个转移开关组成，该直流断路器冗余度高，具备快速机械开关失灵保护。文献［15］提出一种基于预充电电容切除故障的多端口限流式断路器，有效节约了断路器数量，但断路器中的预充电电容需要额外设置充电装置及泄能回路，增大了实现难度。以上多端口断路器需要通过转移支路引导故障电流，以增阻方式切除故障，转移支路承受较大电流，电力电子元件的耐流水平需求较高［16-20］。

为弥补网侧通过电压原理切除故障手段的空缺，诸多文献提出了基于电压钳位原理切除故障的直流断路器。文献［21］提出了基于电容换流的高压直流断路器拓扑，具有快速限流和隔离故障能力，但预充电电容始终并入系统，系统电压短时波动即会造成该电容误动放电，对系统稳定性造成冲击。文献［22］提出的降压钳位式直流断路器在故障回路接入预充电电容，利用其钳位电压作用使网侧线路电压迫降至零，且解耦了故障隔离与故障耗能环节，但在切除故障后需要能量泄放环节，降低了断路器的速动性。文献［23］提出一种电压钳位型混合直流断路器，通过可变钳位电压迫使线路电流下降过零，实现故障快速清除，且具备故障抑制能力，同时该拓扑内电力电子元件采用晶闸管而非IGBT，提高了经济性，但该电压钳位型断路器支路电压等级过高，致使线路晶闸管所需耐压等级极高，需要大量晶闸管满足其应力需求。

为解决上述问题，本文提出一种以电压钳位为原理的多端口限流断路器。首先，提出新型断路器的拓扑结构及动作时序，通过电压钳位原理切除故障，而后通过LC振荡关断支路晶闸管；其次，分别对母线和线路故障进行解析推导，进而针对其关断过程设计参数；最后，利用PSCAD/EMTDC中的三端直流电网模型验证其有效性与适用性，并分别对两种故障仿真加以分析，通过故障电流、系统电压及支路电压对比分析等证明该断路器可代替多个常规断路器，减少主断路器需求。

1 电压钳位型多端口限流断路器

电压钳位型多端口限流断路器的拓扑结构如图1所示。图中，MMC1为模块化多电平换流器整流站，Ldc为平波电抗。

图1 电压钳位型多端口限流断路器拓扑Fig.1 Topology of voltage-clamped multi-port current limiting circuit breaker

该拓扑主要包含以下部分。

1）低损耗支路：由快速机械开关（Sm1，Sm2）、双向导通晶闸管组（Tm1、Tm2）构成。

2）电压钳位支路：由电容（C1、C2、C3）、电弧开关（Sc1～Sc3）［24］、极性选择反并联晶闸管组（VT1～VT4）、充电晶闸管组（Vg1）、充电电阻Rd、故障选择晶闸管组（Vg2、Vg3）以及缓冲电感（Ld）构成。

与使用避雷器提高阻抗的常规方式切除故障不同，本文通过电容C1～C3提高换流站出口处电压，从而与系统电压形成电压钳位抑制并切除故障电流。切断故障后，利用C1～C3与Ld构成的LC振荡回路快速振荡过零完成重合闸。

2 工作原理

2.1 充电模式

本文所提断路器的充电过程如附录A图A1所示，打开H桥中的晶闸管，令C2与C3并联，且二者与C1串 联，对C1、C2、C3进 行 充 电。换 流 站 将 电 容C1～C3充至系统级电压后，晶闸管自动关断完成充电过程，电容电压分配情况如式（1）所示。电容全部串联后电容电压等级将高于系统电压，可用于故障时的电压钳位，具体工作原理见2.2节。

充电电阻Rd在支路并入时起限流作用。减小通电时的冲击电流，并将瞬间电压降到充电电阻上，避免电容电压发生突变。

2.2 运行模式

附录A图A2为采用模块化多电平换流器的高压直流输电（modular multilevel converter based high voltage direct current，MMC-HVDC）系统结构、电压钳位型断路器位置及故障点F1、F2示意图。图中，MMC2、MMC3为逆变站，各线路上电流流向如图内标红箭头所示。

2.2.1 线路故障

t0时刻MMC1近端F1点发生故障，故障电流迅速上升，此时Tm1与Tm2持续导通，向故障点馈入电流，如附录A图A3（a）所示。

t1时刻，保护系统检测到故障，并向断路器传递触发信号，电弧开关Sc2闭合，将电容组串联，电容电压上升为1.4倍系统级电压，通过电压钳位支路H桥选择极性，使电容电压极性与系统电压相同；与此同时，停止晶闸管组Tm1导通信号，无电流流过的晶闸管自然关断。打开晶闸管Vg2、VT1、VT4，提高换流站出口处电压，如附录A图A3（b）所示。

t2时刻，故障电流受电压钳位作用迫降至零，线路晶闸管于无电流状态下关断。为避免其持续承受反向电压，快速机械开关Sm1逐渐关断，并在约0.5 ms后为Tm1分压，完成换流站与故障点的隔离。此时电压钳位支路与故障点形成LC振荡回路，振荡频率如式（2）所示。电感与电容将发生能量交换，电容的极性会发生变化，与初始预充电电容极性相反。

式中：L为缓冲电感、平波电抗以及线路等效电感总值；C为电压钳位支路电容总值。

t3时刻，振荡过零，H桥晶闸管组与故障选择晶闸管自动关断，随后根据故障性质决定是否重启系统，如附录A图A3（c）所示。

此外，故障彻底清除后，电容需恢复至预充电电压值。由于电容极性已发生改变，需根据极性选择H桥中的晶闸管，对电容进行充电进而为下次故障切除做好准备。

2.2.2 母线故障

t0时刻F2点发生母线故障，故障电流迅速上升，由于两条回路互不影响，以其中一条回路为例，如附录A图A4（a）所示。

t1时刻，保护系统检测到故障，并向MMC1端电压钳位型断路器传递触发信号，闭合电弧开关Sc2，将电容组串联，电容电压上升为1.4倍系统级电压，使电容电压极性与系统电压相同，打开晶闸管Vg2、VT1、VT4，提高远端换流站出口处电压，如附录A图A4（b）所示。

t2时刻，故障电流受电压钳位作用迫降至零，线路晶闸管Tm1于无电流状态下关断。为避免其持续承受反向电压，快速机械开关Sm1逐渐关断。此时电压钳位支路与故障形成LC振荡回路，由式（2）可知，振荡频率与电感总值成反比，由于线路电感较大，导致母线故障时振荡时间较长，如附录A图A4（c）所示。

t3时刻，振荡过零，H桥晶闸管与故障选择晶闸管自动关断，随后根据故障性质决定是否重启系统。

3 参数分析

平波电抗Ldc与支路电压下降幅度、速率均成反比，然而过大的Ldc会增大正常运行的通态损耗。缓冲电感Ld的存在，避免了电压钳位支路投入瞬间造成的电压突变，但过大的缓冲电感Ld导致充电时电感内部存储电能，致使支路电容过充。支路电容容值C1～C3过小时不足以维持支路电压等级，但容量过大会导致LC振荡周期延长，不利于快速重合闸。电压钳位支路电容电压UC过小时不足以实现电压钳位；UC过大时电压钳位效果过于显著，线路晶闸管组承受电压过大，导致拓扑结构整体经济性差、占地面积大，且增大电网正常运行时的通态损耗。综上所述，通过故障切除过程进行电压钳位型断路器参数设计。

3.1 线路故障

1）状态1：t0≤t＜t1

t0时刻，MMC1近端F1点发生双极短路故障，如附录A图A5所示，由于是近端故障，所以忽略线路阻抗。此外，为了提高故障电流的精确度，考虑了临端换流器流出的故障电流。由图A5可列写微分方程：

式中：idc为MMC1故障电流；idc2为MMC2故障电流；L12为线路电感；R12为线路电阻；Rs、Ls、Cs分别为故障期间近端换流站等效电阻、电感、电容；Udc2为临端换流站系统电压；Rs2、Ls2、Cs2分别为故障期间临端换流站等效电阻、电感、电容。

2）状态2：t1≤t＜t2

t1≤t＜t2阶段，在t1时刻确定故障并向电压钳位型断路器传递信号，导通电压钳位支路晶闸管，并停止晶闸管Tm1导通信号，由附录A图A6列写微分方程。

式中：id为电容释放电流；im为近端、临端换流器与支路电流总值。

3）状态3：t2≤t＜t3

t2时刻，故障电流过零，线路晶闸管组VT1、VT4自然关断并承受反向电压，等效电路如附录A图A7所示。线路晶闸管组关断后，电压钳位支路与故障点形成振荡回路，电流迅速过零，如式（11）所示。随后支路晶闸管组VT1、VT4自然关断。

式中：ω为线路故障时LC振荡的角频率。

3.2 母线故障

1）状态1：t0≤t＜t1

t0时刻，MMC3母线发生双极短路故障，t0～t1时刻的等效电路如附录A图A8所示，在t1时刻确定故障并向远端电压钳位型断路器传递信号。由图A8可列写微分方程：

式中：idcm为MMC3母线故障时MMC1发出的故障电流；Udcm为MMC1系统电压；L13为线路等效电感；R13为线路等效电阻；t0-为故障发生前瞬间时刻；ξa为衰减系数；ωan为振荡频率。

2）状态2：t1≤t＜t2

t1时刻，导通电压钳位支路，由附录A图A9可列写微分方程。支路电容并入系统时，支路电容开始释放电能，换流站出口处电压瞬间升高，形成钳位电压，故障电流持续下降。

式中：id2为母线故障时支路电容释放电流。

3）状态3：t2≤t＜t3t2时刻，故障电流过零，线路晶闸管组VT1、VT4自然关断并承受反向电压，等效电路如附录A图A10所示。线路晶闸管组关断后，电压钳位支路与故障点形成振荡回路，电流迅速过零，如式（20）所示。随后支路晶闸管组VT1、VT4自然关断。

式中：ω2为母线故障时LC振荡的角频率。

利用MATLAB通过式（3）至式（10）可求出满足线路故障切除条件的电压钳位支路电容C和电容电压UC的无穷多个解。考虑线路晶闸管组承受最大电压以及LC振荡周期时长，选取以上解中电容电压较小的解作为线路故障时的断路器参数；母线故障参数选择同理，通过式（13）至式（19）得到电容ΔC及其电压ΔUC。比较两组选定的参数，发现近端线路故障切除条件更为苛刻，可满足两种故障切除要求，故选取该组参数作为断路器参数。

4 仿真分析

4.1 仿真模型

为验证所提基于电压钳位原理的直流断路器可切除故障，搭建如附录A图A2所示的仿真模型，直流电网配备的平波电抗为65 mH，多端口电压钳位型断路器的充电支路电阻Rd为20Ω、电压钳位支路电感Ld为5 mH、电压钳位支路电容C1为1 600μF，C2、C3为1 200μF，换流站参数如表1所示。假设t=2.2 s时分别发生换流站出口正极接地故障F1及母线故障F2。

表1 伪双极换流站参数Table 1 Parameters of pseudo bipolar converter station

4.2 伪双极开断能力仿真验证

4.2.1 线路故障

t0=2.2 s时刻F1处发生双极短路故障，假设保护系统在2.203 s检测到故障并向直流断路器发送信号。

为重点展示本文所提断路器的限流效果，将本文与ABB式直流断路器以及文献［23］提出的直流断路器进行比较。

图2（a）中i13、iL与iABB分别为本文所提断路器、文献［23］所提断路器以及ABB式直流断路器在系统故障时的短路电流。设故障检测时间为3 ms，ABB式直流断路器需3 ms将故障转移至避雷器，文献［23］所提断路器接收信号后需2 ms闭合快速机械开关，而本文拓扑中采用电弧开关，其闭合速度极快，可视为接收到故障信号后即刻并入电网。与文献［23］所提断路器及ABB式直流断路器相比，本文所提断路器故障电流幅值分别减小33%、41.69%，但故障切除时间与文献［23］所提断路器相近，其原因是电压钳位支路电压等级不同。但电压钳位支路电压等级不同也会造成线路晶闸管组承受电压不同，详细解释见附录A图A11。

图2 线路故障期间电流Fig.2 Current during line fault

图2（b）与（c）分别为近端与远端电压钳位型断路器并入电网后的电压钳位支路电流。断路器于t1时刻并入系统，支路电流持续上升，直至t2时刻支路与系统分隔成两部分，此刻电压钳位支路与故障点形成振荡回路，支路电流呈正弦波直至振荡为零。随后，支路晶闸管关断，t′2与t′3分别为远端电压钳位支路与故障点形成振荡回路以及支路电流振荡至零的时刻。振荡频率由式（2）可知，切断故障后，近端、远端电压钳位支路分别与故障点形成LC振荡回路，由于线路电感L13较大，远端支路需要更长时间完成振荡至零。

若故障点产生过渡电阻，则振荡回路变为RLC振荡回路，根据回路电阻、回路电感以及支路电容三者关系确定阻尼状态。若为欠阻尼状态则与图2（b）与（c）相似，通过振荡至零而后支路晶闸管关断；若为过阻尼或临界阻尼状态，则电路中的电流在放电过程中不会改变方向，电容电流呈现非振荡放电直至消耗电容内部全部电能，而后支路晶闸管关断，故过渡电阻不会影响振荡过零。由于系统首次重合闸最短时间为300～400 ms，RLC回路具有充足时间完成振荡过零，故可满足断路器的速效性。

附录A图A11（a）为MMC1系统电压Udc与换流站出口处电压Un。t0时刻发生双极短路故障，系统电压Udc下降。t1时刻，电压钳位支路并入电网，提高系统电压Udc与换流站出口处电压Un，通过电压钳位实现限流作用。t2时刻，线路电流迫降至零，换流站与故障点不再构成回路，系统电压Udc不再追随换流站出口处电压Un。图A11（b）为MMC3系统电压Udc3与换流站出口处电压Un3，与MMC1相比，MMC3距离故障点较远，线路感抗较大，因此当MMC3近端支路并入系统后，其出口处电压Un3更稳定，与MMC3系统电压压差更大，故障切除速度更快，远端换流器可立即恢复正常运行模式。

快速机械开关在电流转移后0.5 ms达到一定开距，自此之后代替晶闸管承担电压，故线路晶闸管组承受最大电压值为故障切除时刻的电压。附录A图A11（c）为本文所提断路器与文献［23］所提断路器切除故障时线路晶闸管承受电压UTm1与UTmL。当切除故障时，文献［23］所提断路器支路电压为400 kV，与换流器形成的电压钳位效果显著，线路晶闸管组需要承受非常大的反向电压UTmL，其最大值可达132 kV，导致其耐压水平需求较高；本文所提断路器的电压钳位支路输出等级为280 kV，可精准切除故障，同时降低线路晶闸管组承受电压UTm1至25 kV。图A11（d）为线路晶闸管组承受电压，其与线路电感总值成正比，相比于近端故障时的线路晶闸管组电压，远端故障时的线路晶闸管组电压UTm6更大，可达63 kV。

4.2.2 母线故障

设置t0=2.2 ms时刻F2处发生母线双极短路故障，假设保护系统在2.203 s时刻检测到故障并向远端直流断路器发送信号。

图3（a）为母线故障电流，与图2（a）所示线路故障电流相比，切除故障速率更快，其原因在于线路感抗较大。图3（b）为电压钳位型断路器并入电网后的电压钳位支路电流，其振荡原理与上述原理相同。

图3 母线故障期间电流Fig.3 Current during bus fault

附录A图A12（a）为母线故障切除过程，其与线路故障切除过程相仿，相较于图A11（a）、（b）所示过程，母线故障时需通过远端断路器切除故障，此时线路电感最大，使其电压钳位效果最为显著，切除故障最快，故远端换流站经过短暂波动后即可恢复稳态，但故障切除后振荡周期也最长。图A12（b）为线路晶闸管所承受的电压，由4.2.1 节可知，线路晶闸管承受电压与线路电感成正比，故母线故障期间的线路晶闸管所承受的最大反向电压大于线路故障时期所承受的，UTm1最大值为74 kV。

4.2.3 阀侧闭锁

当阀侧闭锁时，系统电压再次降低，支路并入电网后电压钳位效果更为显著。保持电压钳位支路电容C1、C2、C3不变，通过闭锁后的系统电压以及式（8）至式（11），得到切除故障所需电压钳位支路电压等级UC=270 kV，并将新参数的电压钳位型断路器于上述三端口直流电网仿真场景中进行试验。附录A图A13（a）为阀闭锁时的故障电流，相比于图2（a）中的i13，其幅值小幅下降、最大值减小3%，故障切除速度增加10%；图A13（b）为阀闭锁时线路晶闸管组承受电压，相比于图A11（c）中的UTm1，其承受的最大电压增大27.9%。

由此可知，阀侧闭锁后故障电流幅值与切除速度相差不大，但线路晶闸管所需耐压水平大幅提高，故应保证阀不闭锁。

4.3 真双极切断验证

为证明本文所提断路器适用于真双极仿真系统结构，搭建如附录A图A14所示的仿真模型，换流站参数如表2所示。假设t=2.2 s时刻分别发生换流站出口处单相接地故障F3以及极间故障F4。

表2 真双极换流站参数Table 2 Parameters of true bipolar converter station

4.3 .1单极故障

设置t=2.2 s时刻发生单极故障F3，假设保护系统在2.203 s时刻检测到故障并向直流断路器发送信号，单极故障时各电气量如图4与附录A图A15所示。断路器可在3 ms内可靠切除故障，故障切除原理与4.2.1 节相同，故障电流幅值减小，切除故障速度相仿，但线路晶闸管承受反向电压小幅增大，且本文所提断路器应用于真双极场景时，仅正、负极与金属回线间安装与4.2.1 节同样参数的断路器即可，故整体经济性不变。

图4 MMC1单极故障时的电气量Fig.4 Electrical quantity of MMC1 in the case of single pole fault

4.3.2 极间故障

t=2.2 s时刻发生极间故障F4，假设保护系统在2.203 s时刻检测到故障并向直流断路器发送信号，极间故障时电气量如图5和附录A图A16所示。当发生极间故障时，正、负极与金属回线间断路器同时动作即可切除故障，无须额外安装极间断路器。断路器可在3 ms内切除故障，故障电流上升幅度较小，如图5（a）和图A16（a）所示。线路晶闸管承受反向电压与单极接地情况相仿，如图5（b）和图A16（b）所示。极间故障时，所需钳位电压为两倍系统级电压，故需两台断路器同时动作以达到电压钳位效果，如图5（c）和图A16（c）所示。

图5 MMC1极间故障时的电气量Fig.5 Electrical quantity of MMC1 in the case ofpole-to-pole fault

综合以上仿真分析，可确定本文所提出的直流断路器适用于真双极场景，可于3 ms内精确切除故障，且断路器整体经济性近似不变。

5 经济性分析

为体现本文所提断路器的经济性优势，将其与ABB式直流断路器相对比。IGBT和晶闸管分别选择5SNA2000K450300和5TP45Y8500型号。IGBT的额定电压为4.5 kV，额定电流为2 kA，短时间内允许通过最大电流为4 kA；晶闸管的额定电压为8.5 kV，额定电流为4.24 kA，短时间内允许通过最大电流为63.6 kA。

由于本文所提断路器采用的无源器件没有具体报价，故利用两种断路器所需器件数量衡量经济性。以本文仿真模型为例，ABB式直流断路器与电压钳位型断路器内部器件所承受的电流、电压峰值如表3所示。考虑上述峰值、电力电子元件额定值以及1.5倍安全裕度，列写出两种断路器所需电力电子元件和无源器件数量，如表4所示。与ABB式直流断路器相比，电压钳位型断路器共节约2 463个IGBT，大幅提升了经济性。

表3 断路器内器件的电流、电压峰值Table 3 Peak current and voltage of components in circuit breaker

表4 断路器所需器件数量Table 4 Number of components required for circuit breaker

6 结语

本文提出一种以电压钳位为原理的新型多端口限流断路器拓扑结构，得到该拓扑具有以下特点：

1）该断路器通过电压钳位原理，使换流站出口处与换流站形成电压钳位以抑制故障电流，可大幅减小直流断路器的关断电流，保护换流站子模块不闭锁；

2）若发生非永久性电网故障，该断路器可以使电网尽快恢复正常运行，且利用H桥拓扑结构使系统直接对支路电容充电，减少单独充电环节；

3）该断路器完全使用晶闸管，大幅提升了经济性，且一端换流站的多条线路端口可共用同一断路器，进一步扩大经济性优势；

4）理论分析与仿真验证表明，所提直流断路器具备故障快速清除能力，故障清除时间在3 ms以内；具备快速重合闸能力，复位时间在30 ms以内，在直流电网领域具有较高的适用性。

本文提出的多端口电压钳位型断路器结构相对复杂，不同部分之间的时序配合优化有待进一步验证和提高。此外，本文所提断路器对相邻线路在短时间内发生连锁故障这种特殊情况的适应性存在一定问题，亟待进一步研究应对连锁故障的解决方案。

附录见本刊网络版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），扫英文摘要后二维码可以阅读网络全文。