王 鹤，曹占辉，罗汉松，沈冠冶，边 竞，胡倩慈
(1.东北电力大学电气工程学院，吉林 吉林 132012；
2.国网冀北电力有限公司秦皇岛供电公司，河北 秦皇岛 066000；
3.国网吉林省电力有限公司长春供电公司，吉林 长春 130000)
柔性直流电网具备损耗低、无换相失败问题、功率可快速解耦控制等优点，还能提高电网输送能力和供电可靠性，是可再生能源并网和消纳的有效手段[1-4].我国于2020年6月29日正式投运的张北柔性直流电网示范工程是当前世界上电压等级最高、输送容量最大的直流电网工程，该工程采用环网结构，具备多回路冗余特性，形成了真正意义上的直流电网[5].然而，直流电网发生故障时电流上升率远大于交流电网，同时直流电流没有自然过零点，给直流电网切除故障提出了更高要求[6]，而直流断路器可快速、有选择性的切除故障，已成为直流电网的关键设备和制约直流电网发展的瓶颈[7].
直流断路器按其工作原理分为三类：机械式、固态式及混合式直流断路器[8-10].机械式直流断路器通过人工制造电流过零点熄弧，但动作时间长；
固态式直流断路器可实现无弧分断且动作时间短，但造价和通态损耗高；
混合式直流断路器同时具备导通损耗小和开断速度快的优点，成为直流断路器的主流研究方向.但以上断路器只具备故障清除功能，在高压直流电网中需和直流限流器配合使用[11-12].2012年，ABB公司率先研制出基于IGBT的混合式直流断路器[13-14]，但该设备动态均压电路设计困难，制约其在高压大容量直流电网的应用.文献[15-16]提出晶闸管作主开关器件和阀段式模块设计的混合式断路器，故障状态下断路器内部支路由并联改为串联结构，从而提高接入电网的电感值、实现限流效果.文献[17]提出了相邻线路共用主断路支路的混合式直流断路器，但该断路器不具备限流能力.文献[18]提出了利用耦合电感限流并将故障电流引导至主动短路点进行故障切除的直流断路器.以上文献所提直流断路器各有优点，但是依然使用了大量的电力电子器件，控制较为复杂，设备建设成本较高.
为解决上述问题，本文提出一种适用于直流电网的多端口电容限流式直流断路器拓扑结构.首先介绍所提多端口直流断路器拓扑和各支路构成，然后以三端口直流断路器为例阐述其工作原理并对关键参数的设计方法予以说明，最后在PSCAD/EMTDC仿真平台上搭建四端直流电网模型进行分析验证.结果表明，本文所提直流断路器具备良好的开断能力和限流效果，同时减少了IGBT的使用数量，经济性较高.
2012年ABB公司率先提出了高压混合式直流断路器的拓扑结构，如图1所示，其拓扑结构由低损耗支路、主断路支路和耗能支路组成，其中低损耗支路包括超快速机械开关(Ultra-Fast Disconnector，UFD)和负载转换开关(Load Commutation Switch，LCS)，主断路支路(Main Breaker，MB)由IGBT阀组串并联构成，耗能支路由金属氧化物变阻器(Metal-Oxide Varistor，MOV)串并联构成.该直流断路器的工作原理为：系统正常运行时，工作电流通过低损耗支路供电，假设t0时发生短路故障，经2 ms检测延时，系统准确定位到故障位置，此时导通MB支路并先后关断LCS和UFD，再经2 ms后UFD跳开到额定打开位置，闭锁MB支路，故障电流通过耗能支路泄放能量并逐渐降至零，故障切除.
图1 ABB混合式直流断路器拓扑
该直流断路器主要存在以下不足：一是为保证直流电流可双向流通，LCS和主断路支路的电力电子开关需设置为双向结构，导致其使用了大量电力电子器件，经济性较差；
二是该断路器不具备限流功能，在断路器动作期间故障电流自由增长，导致切断时刻故障电流较大；
三是该结构为两端口结构，在多端直流网络中直流断路器投入量大，应用场景受限.
虽然继ABB公司提出混合式直流断路器以后，国内外众多专家学者相继提出多种单端口混合式直流断路器拓扑，但所提结构依然存在电力电子器件需求数量庞大、设备成本高、限流能力弱、难于拓展、在多端直流电网中直流断路器需求量大等问题.为提高设备集成度同时降低直流电网建设成本，研究适用于直流电网的多端口直流断路器已成为直流输电技术及相关领域的热点课题.
图2 多端口电容限流式直流断路器拓扑
2.1 拓扑结构
针对ABB混合式直流断路器的缺点，本文提出了多端口电容限流式直流断路器，其拓扑结构如图2所示，包括低损耗支路、主断路支路、转移支路和耗能支路.其中，低损耗支路由UFD与LCS串联组成，负责流通系统工作电流及辅助故障电流转移.主断路支路MB由IGBT阀组构成，LCS和MB均采用二极管桥式结构，只需布置单向全控器件即能实现电流的双向通断，降低了IGBT的投入数量和动静态电压平衡电路的设计要求，可有效降低断路器的投资成本.转移支路由晶闸管开关T1-Tn和T′1-T′n、二极管桥式全控开关T0和转移电容C组成.T1-Tn负责故障线路的选择，T0负责转移支路的投入与退出，T′1-T′n负责控制电流流向.该支路不仅起转移故障电流的作用，还利用电容的储能特性抑制故障电流的增长率，同时分担主断路支路电压，减少主断路支路需要的IGBT数量从而进一步降低成本.电容两端的泄能电阻用于系统恢复正常运行后电容能量的释放，使电容回复零状态.耗能支路由MOV串并联构成，用于吸收剩余能量.
图3 四端直流电网
图4 直流断路器动作流程
2.2 工作原理
以三端口直流断路器为例说明所提断路器的工作原理，多端口直流断路器在直流电网中的安装位置如图3所示(直流电网图只绘出正极线路).图3中，MMC1为定直流电压运行，MMC2、MMC3和MMC4为定有功功率运行.L12=L34=200 km、L23=L14=150 km，直流断路器端口数n=3，各直流断路器的P1端口连接换流站，P2端口和P3端口连接输电线路.
本文所提多端口直流断路器的整个故障切除流程如图4所示.t0时直流系统发生故障，经过0.3 ms延时，t1时刻系统检测到疑似故障，直流断路器开始动作，t2时刻故障检测阶段结束，若准确检测到故障则导通主断路支路，否则系统恢复正常运行，t3时刻UFD打开到额定位置，避雷器投入吸收剩余能量，t4时刻故障电流降为0，短路故障切除.
2.2.1 正常工作状态
t0时刻前系统正常运行，此时超快速机械开关UFD1～UFD3和负载转移开关LCS1～LCS3处于导通状态，其余电力电子开关均闭锁，直流工作电流通过低损耗支路向外输送电能，正常运行时的电流通路如图5(a)所示.
2.2.2 线路短路故障
假设t0时刻线路L23靠近换流站MMC2端处发生短路故障，如图3所示，所提直流断路器切除线路短路故障的动作时序如图5所示.
(1)t0≤t 经过0.3 ms检测延时，t1时刻继电保护装置检测到可疑故障的发生，t0≤t (2)t1≤t t1时刻导通转移支路的全控开关T0，并给转移支路选择开关T2施加触发信号，同时关断负载转换开关LCS2，由于电力电子开关的开断时间约几微秒，可忽略开断时间.此时直流电流通过转移支路向故障点馈送电流并给电容充电，初步限制电流增长.若t2时刻准确检测到故障则进行后续动作，否则系统恢复至正常运行状态，此阶段的电流通路如图5(b)所示. (3)t2≤t t2时刻故障检测阶段结束且准确检测到故障位置，导通主断路支路，同时闭锁转移支路的全控开关T0并跳开UFD2，由于全控器件的关断时间很短，忽略器件关断时间，流过晶闸管阀组T2的电流迅速减小至零，晶闸管阀组自关断.由于晶闸管的耐压水平高于IGBT，且转移支路中串联的晶闸管数量远大于IGBT，故晶闸管自关断后承担电容大部分的充电电压.t3时刻UFD2打开到额定开距，t2 (4)t3≤t t3时刻UFD2打开到额定开距，闭锁主断路支路，故障电流流过耗能支路，避雷器吸收剩余能量，t4时刻故障电流下降至零，短路故障切除，此阶段的电流路径如图5(d)所示. 图5 切除线路故障时的动作时序 转移电容参数的选取影响设备的限流效果和元件的耐压水平，电容越小限流效果越好，但是需承担更大的电压，提高了设备的耐压水平和绝缘要求.在t1-t3期间，低损耗支路需承担电容的充电电压，因此，为了兼顾限流效果和绝缘成本同时防止机械开关燃弧，需对转移电容进行参数设计. 由于系统发生线路故障的概率较高且故障线路两端的换流站对电容参数设计的影响最大，仍以图3中线路L23靠近换流站MMC2端发生短路故障为例，且主要考虑MMC2和MMC3的作用.在t1 (1) 公式中：N为MMC子模块个数； 图6 t0 t0 根据等效电路可得如下方程组： (2) 求解可得 (3) (4) 其中 (5) 公式中：Udc为系统稳态运行时换流站端口电压； 图7 t1 t1 根据等效电路可得如下方程组： (6) 求解可得 (7) (8) 其中 (9) 根据电容元件的伏安关系及电容参数选择的约束条件可得 (10) t2 ， (11) 公式中：k1为机械开关耐压常数； uc≤ub+ULCSmax . (12) 一般低损耗支路只需串联少量的IGBT，本文中LCS支路IGBT串联数为10个[20]，其型号选择5SNA2000K450300，额定电压4.5 kV，额定电流2 kA.由公式(8)～公式(12)计算选取转移电容参数为215 μF. 在PSCAD/EMTDC仿真平台上搭建如图3所示的200 kV四端直流系统，故障位置如图3所示.换流站参数如表1所示，多端口直流断路器元件参数如表2所示，线路参数为r0=0.01 Ω/km，l0=0.82 mH/km，平波电抗取20 mH.假设系统稳定运行1.5 s时，L23首端发生单极短路故障，以换流站MMC2连接的多端口断路器为例校验本文所提多端口电容限流式直流断路器拓扑的开断性能和限流能力. 表1 换流站参数 表2 直流断路器参数 图8 直流断路器各支路电流 故障发生后直流断路器的内部电流如图8所示，流过UFD2的电流如图8(a)所示，由于换流站MMC2为功率接收端，流过UFD2的电流先快速减小到0，然后迅速反向增大并向故障点馈入.流过转移电容的电流如图8(b)所示，故障后0.3 ms-2 ms转移支路开关T0和T2处于导通状态，故障电流流经转移电容并开始为其充电，2 ms时系统准确检测到故障位置，主断路支路导通，T0闭锁，2 ms-4 ms故障电流转移至主断路支路并继续给电容充电，持续升高的电容电压对故障电流的抑制效果逐渐加强，故障电流上升率逐渐降低.流过耗能支路的电流如图8(c)所示，4 ms时UFD跳开到额定打开位置，主断路支路闭锁，故障电流及剩余能量通过耗能支路泄放并于6.8 ms时完成能量的吸收工作，故障切除工作完成. 转移电容、低损耗支路及主断路支路电压如图9所示.故障后0.3 ms-2 ms，电容两端电压主要由负载转换开关承担，2 ms时电容两端电压为29 kV，符合设计要求.2 ms后，故障电流流向主断路支路，电容电压继续升高并在4 ms后达到最大值100 kV，该电压作为转移支路中晶闸管数量设计的重要依据，在此期间，电容两端电压由低损耗支路承担，图中蓝色曲线表明机械开关逐渐开断过程中低损耗支路的耐压能力，由图可知，在整个断路器动作期间，电容电压始终小于低损耗支路耐受电压，机械开关无弧分断.4 ms后避雷器投入，转移电容分担100 kV电压，所以主断路支路只需要承担200 kV电压，直至短路故障切除. 图9 转移电容、低损耗支路及主断路支路电压 图10 转移支路开关电压 为校验所提断路器拓扑的限流能力，将发生单极故障时采用本文所提多端口直流断路器与采用ABB混合式直流断路器、文献[11]所提阻感限流型混合式直流断路器LR-HDCCB及文献[19]所提基于电容换流的限流式直流断路器CC&CL-HDCCB进行对比，主要包括故障电流、避雷器耗能和断路器两端电压的对比，对比结果如图11～图13所示. 各方案下故障电流对比如图11所示，由图可知本文所提断路器的故障电流峰值为8.8 kA，相较于ABB方案故障电流减小了20.7%且开断时间更短； 图11 故障电流对比图12 避雷器耗能对比 各方案的避雷器耗能对比如图12所示，其中ABB方案下避雷器耗能为5 250 kJ，本方案下由于部分能量储存于换流电容中，避雷器耗能减少至3 684 kJ； 图13 直流断路器两端电压对比 各方案在故障切除期间断路器两端的电压对比如图13所示.本方案中因转移电容在故障切除期间不断充电，所以在电流转移期间其两端电压等于电容的充电电压，避雷器动作后断路器电压上升至避雷器两端电压，在断路器动作的整个过程中，断路器两端电压始终低于设备可耐受电压； 对上述四组方案进行经济性比较，考虑工程条件和安全裕度，进行主断路支路设计时，IGBT耐压能力计为2.25 kV[21]，直流断路器的断路峰值电压一般取线路额定电压的1.5倍[22]，即设为300 kV. 由仿真结果可知，本文所提方案中低损耗支路的电流峰值为5.89 kA，LCS需并联3条支路，需要的IGBT数量为30个； ABB方案中低损耗支路的电流峰值6.26 kA，LCS需并联4条支路，需要的IGBT数量为80个； 表3给出了各方案的经济性对比，可以看出本方案除了具备良好的限流效果、提高设备集成度外还大幅提高了经济性. 表3 经济性对比 为顺应即将形成的多落点形式的柔性直流电网发展需求，本文提出了一种适用于直流电网的多端口电容限流式直流断路器拓扑结构，并以三端口直流断路器为例详细分析了所提直流断路器的工作原理和参数设计方法，最后通过仿真对其断路和限流性能进行了验证，得到如下结论： (1)所提直流断路器在两端口结构的基础上拓展为多端口结构并具备限流功能，详细论述了利用转移电容限流的工作原理并对电容的参数选择给出设计方案，而且电容通过故障电流进行充电，无需设置预充电回路，降低了设备复杂度，此外随着输电线路的增多，所提直流断路器只需增加少量器件即可完成设备拓展，优势显著. (2)在PSCAD/EMTDC仿真平台中搭建了四端直流电网模型对其功能进行了验证，与各方案相比，本文所提直流断路器在具备限流能力、减少避雷器耗能的同时提高了故障开断速度，且在整个故障切除期间断路器电压均不会越限确保了设备的安全运行. (3)通过对各方案的经济性比较可知，转移电容起到了限流和分担主断路器电压的双重作用，此外二极管桥式结构的使用进一步减少了IGBT的使用数量，大大降低了设备的建设成本，提高了经济性和工程可实用性.
CSM为子模块电容值；
Larm为桥臂电感；
Rarm为桥臂电阻；
Ce为换流站等效电容；
Le为等效电感；
Re为等效电阻.
I1为系统正常运行时的工作电流.
k2为安全系数；
S为机械开关跳闸距离；
α为饱和系数，通常取0.5～0.8，本文中k1=200 kV/cma，k2=0.9，α取动态参数[19]，则电容电压需满足：
4.1 开断能力校验
4.2 限流效果校验
与LR-HDCCB相比虽限流能力略显不足，但由图13可知，LR-HDCCB在换流阶段断路器两端电压极高，甚至高于系统级电压，这是由于换流阶段阻感并联部分导致的，可能造成超快速机械开关难以分断甚至造成设备损坏；
与CC&CL-HDCCB相比限流能力相近但本文所提方案的故障切除时间优势明显.由以上分析可得本文所提出的多端口直流断路器在具备良好限流能力的同时缩短了故障开断时间.
LR-HDCCB方案由于换流阶段及以后时间阻感并联支路持续耗能，所以该方案的避雷器耗能略小为2 874 kJ，但依然存在换流阶段断路器两端电压过高的问题；
CC&CL-HDCCB方案在断路器动作过程中部分能量储存在电容中，避雷器耗能稍小为3 305 kJ，但该方案电容终值电压高于系统级电压且远高于本方案电容的终值电压，影响设备的绝缘成本.由以上分析可得，本方案在减少避雷器耗能的同时兼顾设备的绝缘成本，有利于延长避雷器的使用寿命和降低成本.
LR-HDCCB方案中由于电容先充电后放电再反向充电至终值电压，而后断路器两端电压由避雷器电压和限流电感电压共同决定至避雷器耗能结束；
CC&CL-HDCCB方案中换流阶段中由于阻感并联部分的作用导致断路器两端电压极高，随着电感的逐渐投入，其两端电压逐渐下降直至避雷器耗能阶段电压再次跃变，避雷器耗能，断路器两端电压逐渐下降直至故障切除.由对比结果可知所提断路器在缩短动作时长的同时降低了断路器开断过程中的电压水平，有利于设备的安全稳定运行.4.3 经济性分析
故障电流峰值为8.8 kA，主断路支路需并联5条支路，因所提拓扑主断路支路采用二极管桥式结构，IGBT只需单向布置，同时转移电容还可为主断路支路分担100 kV电压，故主断路支路所需的IGBT数量为5×200/2.25=445个；
T0用于开断转移支路电流只需3个单向IGBT并联，方案一需要的IGBT总数为538个.使用的晶闸管选择目前已实现大规模商业化应用的8.5 kV/5 kA配置，考虑工程安全，晶闸管耐压能力计为4.25 kV.因流过T1-T3的电流最大为5.89 kA，各晶闸管阀组需并联2条支路.由图10可知，转移支路开关电压最大为200 kV，完全可以承受转移电容的峰值电压，又T0串联数量远小于晶闸管数量，故转移支路开关电压主要由晶闸管承担.T′1-T′3主要负责控制电流流向，由于主断路支路可耐受200 kV电压，不论是正常运行或是故障状态下，T′1-T′3只需负责导通电流，需要的晶闸管数量为3×2=6个，所需晶闸管数量为6+3×2×200/4.25=289个.
故障电流峰值为11.1 kA，主断路支路需并联6条支路，主断路支路需要的IGBT数量为6×2×300/2.25=1 600个，需要的IGBT总数为1 680个；
LR-HDCCB方案中，低损耗支路的电流峰值6.26 kA，LCS需并联4条支路，需要的IGBT数量为80个；
故障电流峰值为6.60 kA，主断路支路需并联4条支路，主断路支路需要的IGBT数量为4×300/2.25=534个，需要的IGBT总数为614个；
CC&CL-HDCCB方案中，流过主断支路的电流峰值8.31 kA，需并联5条支路，需要的IGBT数量为2×5×150/2.25=667个，需要的晶闸管数量为364个.若要两端口直流断路器具备与本文断路器相同的开断能力需三台设备，所以以上断路器的器件数量需乘以三倍.