適用于直流電網(wǎng)的多端口電容限流式直流斷路器

王 鶴，曹占輝，羅漢松，沈冠冶，邊 競，胡倩慈

(1.東北電力大學(xué)電氣工程學(xué)院，吉林 吉林 132012；2.國網(wǎng)冀北電力有限公司秦皇島供電公司，河北 秦皇島 066000；3.國網(wǎng)吉林省電力有限公司長春供電公司，吉林 長春 130000)

柔性直流電網(wǎng)具備損耗低、無換相失敗問題、功率可快速解耦控制等優(yōu)點，還能提高電網(wǎng)輸送能力和供電可靠性，是可再生能源并網(wǎng)和消納的有效手段[1-4].我國于2020年6月29日正式投運的張北柔性直流電網(wǎng)示范工程是當前世界上電壓等級最高、輸送容量最大的直流電網(wǎng)工程，該工程采用環(huán)網(wǎng)結(jié)構(gòu)，具備多回路冗余特性，形成了真正意義上的直流電網(wǎng)[5].然而，直流電網(wǎng)發(fā)生故障時電流上升率遠大于交流電網(wǎng)，同時直流電流沒有自然過零點，給直流電網(wǎng)切除故障提出了更高要求[6]，而直流斷路器可快速、有選擇性的切除故障，已成為直流電網(wǎng)的關(guān)鍵設(shè)備和制約直流電網(wǎng)發(fā)展的瓶頸[7].

直流斷路器按其工作原理分為三類：機械式、固態(tài)式及混合式直流斷路器[8-10].機械式直流斷路器通過人工制造電流過零點熄弧，但動作時間長；固態(tài)式直流斷路器可實現(xiàn)無弧分斷且動作時間短，但造價和通態(tài)損耗高；混合式直流斷路器同時具備導(dǎo)通損耗小和開斷速度快的優(yōu)點，成為直流斷路器的主流研究方向.但以上斷路器只具備故障清除功能，在高壓直流電網(wǎng)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的混合式直流斷路器[13-14]，但該設(shè)備動態(tài)均壓電路設(shè)計困難，制約其在高壓大容量直流電網(wǎng)的應(yīng)用.文獻[15-16]提出晶閘管作主開關(guān)器件和閥段式模塊設(shè)計的混合式斷路器，故障狀態(tài)下斷路器內(nèi)部支路由并聯(lián)改為串聯(lián)結(jié)構(gòu)，從而提高接入電網(wǎng)的電感值、實現(xiàn)限流效果.文獻[17]提出了相鄰線路共用主斷路支路的混合式直流斷路器，但該斷路器不具備限流能力.文獻[18]提出了利用耦合電感限流并將故障電流引導(dǎo)至主動短路點進行故障切除的直流斷路器.以上文獻所提直流斷路器各有優(yōu)點，但是依然使用了大量的電力電子器件，控制較為復(fù)雜，設(shè)備建設(shè)成本較高.

為解決上述問題，本文提出一種適用于直流電網(wǎng)的多端口電容限流式直流斷路器拓撲結(jié)構(gòu).首先介紹所提多端口直流斷路器拓撲和各支路構(gòu)成，然后以三端口直流斷路器為例闡述其工作原理并對關(guān)鍵參數(shù)的設(shè)計方法予以說明，最后在PSCAD/EMTDC仿真平臺上搭建四端直流電網(wǎng)模型進行分析驗證.結(jié)果表明，本文所提直流斷路器具備良好的開斷能力和限流效果，同時減少了IGBT的使用數(shù)量，經(jīng)濟性較高.

1 單端口混合式直流斷路器

2012年ABB公司率先提出了高壓混合式直流斷路器的拓撲結(jié)構(gòu)，如圖1所示，其拓撲結(jié)構(gòu)由低損耗支路、主斷路支路和耗能支路組成，其中低損耗支路包括超快速機械開關(guān)(Ultra-Fast Disconnector，UFD)和負載轉(zhuǎn)換開關(guān)(Load Commutation Switch，LCS)，主斷路支路(Main Breaker，MB)由IGBT閥組串并聯(lián)構(gòu)成，耗能支路由金屬氧化物變阻器(Metal-Oxide Varistor，MOV)串并聯(lián)構(gòu)成.該直流斷路器的工作原理為：系統(tǒng)正常運行時，工作電流通過低損耗支路供電，假設(shè)t0時發(fā)生短路故障，經(jīng)2 ms檢測延時，系統(tǒng)準確定位到故障位置，此時導(dǎo)通MB支路并先后關(guān)斷LCS和UFD，再經(jīng)2 ms后UFD跳開到額定打開位置，閉鎖MB支路，故障電流通過耗能支路泄放能量并逐漸降至零，故障切除.

圖1 ABB混合式直流斷路器拓撲

該直流斷路器主要存在以下不足：一是為保證直流電流可雙向流通，LCS和主斷路支路的電力電子開關(guān)需設(shè)置為雙向結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致其使用了大量電力電子器件，經(jīng)濟性較差；二是該斷路器不具備限流功能，在斷路器動作期間故障電流自由增長，導(dǎo)致切斷時刻故障電流較大；三是該結(jié)構(gòu)為兩端口結(jié)構(gòu)，在多端直流網(wǎng)絡(luò)中直流斷路器投入量大，應(yīng)用場景受限.

雖然繼ABB公司提出混合式直流斷路器以后，國內(nèi)外眾多專家學(xué)者相繼提出多種單端口混合式直流斷路器拓撲，但所提結(jié)構(gòu)依然存在電力電子器件需求數(shù)量龐大、設(shè)備成本高、限流能力弱、難于拓展、在多端直流電網(wǎng)中直流斷路器需求量大等問題.為提高設(shè)備集成度同時降低直流電網(wǎng)建設(shè)成本，研究適用于直流電網(wǎng)的多端口直流斷路器已成為直流輸電技術(shù)及相關(guān)領(lǐng)域的熱點課題.

圖2 多端口電容限流式直流斷路器拓撲

2 多端口電容限流式直流斷路器

2.1 拓撲結(jié)構(gòu)

針對ABB混合式直流斷路器的缺點，本文提出了多端口電容限流式直流斷路器，其拓撲結(jié)構(gòu)如圖2所示，包括低損耗支路、主斷路支路、轉(zhuǎn)移支路和耗能支路.其中，低損耗支路由UFD與LCS串聯(lián)組成，負責流通系統(tǒng)工作電流及輔助故障電流轉(zhuǎn)移.主斷路支路MB由IGBT閥組構(gòu)成，LCS和MB均采用二極管橋式結(jié)構(gòu)，只需布置單向全控器件即能實現(xiàn)電流的雙向通斷，降低了IGBT的投入數(shù)量和動靜態(tài)電壓平衡電路的設(shè)計要求，可有效降低斷路器的投資成本.轉(zhuǎn)移支路由晶閘管開關(guān)T1-Tn和T′1-T′n、二極管橋式全控開關(guān)T0和轉(zhuǎn)移電容C組成.T1-Tn負責故障線路的選擇，T0負責轉(zhuǎn)移支路的投入與退出，T′1-T′n負責控制電流流向.該支路不僅起轉(zhuǎn)移故障電流的作用，還利用電容的儲能特性抑制故障電流的增長率，同時分擔主斷路支路電壓，減少主斷路支路需要的IGBT數(shù)量從而進一步降低成本.電容兩端的泄能電阻用于系統(tǒng)恢復(fù)正常運行后電容能量的釋放，使電容回復(fù)零狀態(tài).耗能支路由MOV串并聯(lián)構(gòu)成，用于吸收剩余能量.

圖3 四端直流電網(wǎng)

圖4 直流斷路器動作流程

2.2 工作原理

以三端口直流斷路器為例說明所提斷路器的工作原理，多端口直流斷路器在直流電網(wǎng)中的安裝位置如圖3所示(直流電網(wǎng)圖只繪出正極線路).圖3中，MMC1為定直流電壓運行，MMC2、MMC3和MMC4為定有功功率運行.L12=L34=200 km、L23=L14=150 km，直流斷路器端口數(shù)n=3，各直流斷路器的P1端口連接換流站，P2端口和P3端口連接輸電線路.

本文所提多端口直流斷路器的整個故障切除流程如圖4所示.t0時直流系統(tǒng)發(fā)生故障，經(jīng)過0.3 ms延時，t1時刻系統(tǒng)檢測到疑似故障，直流斷路器開始動作，t2時刻故障檢測階段結(jié)束，若準確檢測到故障則導(dǎo)通主斷路支路，否則系統(tǒng)恢復(fù)正常運行，t3時刻UFD打開到額定位置，避雷器投入吸收剩余能量，t4時刻故障電流降為0，短路故障切除.

2.2.1 正常工作狀態(tài)

t0時刻前系統(tǒng)正常運行，此時超快速機械開關(guān)UFD1～UFD3和負載轉(zhuǎn)移開關(guān)LCS1～LCS3處于導(dǎo)通狀態(tài)，其余電力電子開關(guān)均閉鎖，直流工作電流通過低損耗支路向外輸送電能，正常運行時的電流通路如圖5(a)所示.

2.2.2 線路短路故障

假設(shè)t0時刻線路L23靠近換流站MMC2端處發(fā)生短路故障，如圖3所示，所提直流斷路器切除線路短路故障的動作時序如圖5所示.

(1)t0≤t

經(jīng)過0.3 ms檢測延時，t1時刻繼電保護裝置檢測到可疑故障的發(fā)生，t0≤t

(2)t1≤t

t1時刻導(dǎo)通轉(zhuǎn)移支路的全控開關(guān)T0，并給轉(zhuǎn)移支路選擇開關(guān)T2施加觸發(fā)信號，同時關(guān)斷負載轉(zhuǎn)換開關(guān)LCS2，由于電力電子開關(guān)的開斷時間約幾微秒，可忽略開斷時間.此時直流電流通過轉(zhuǎn)移支路向故障點饋送電流并給電容充電，初步限制電流增長.若t2時刻準確檢測到故障則進行后續(xù)動作，否則系統(tǒng)恢復(fù)至正常運行狀態(tài)，此階段的電流通路如圖5(b)所示.

(3)t2≤t

t2時刻故障檢測階段結(jié)束且準確檢測到故障位置，導(dǎo)通主斷路支路，同時閉鎖轉(zhuǎn)移支路的全控開關(guān)T0并跳開UFD2，由于全控器件的關(guān)斷時間很短，忽略器件關(guān)斷時間，流過晶閘管閥組T2的電流迅速減小至零，晶閘管閥組自關(guān)斷.由于晶閘管的耐壓水平高于IGBT，且轉(zhuǎn)移支路中串聯(lián)的晶閘管數(shù)量遠大于IGBT，故晶閘管自關(guān)斷后承擔電容大部分的充電電壓.t3時刻UFD2打開到額定開距，t2

(4)t3≤t

t3時刻UFD2打開到額定開距，閉鎖主斷路支路，故障電流流過耗能支路，避雷器吸收剩余能量，t4時刻故障電流下降至零，短路故障切除，此階段的電流路徑如圖5(d)所示.

圖5 切除線路故障時的動作時序

3 參數(shù)設(shè)計

轉(zhuǎn)移電容參數(shù)的選取影響設(shè)備的限流效果和元件的耐壓水平，電容越小限流效果越好，但是需承擔更大的電壓，提高了設(shè)備的耐壓水平和絕緣要求.在t1-t3期間，低損耗支路需承擔電容的充電電壓，因此，為了兼顧限流效果和絕緣成本同時防止機械開關(guān)燃弧，需對轉(zhuǎn)移電容進行參數(shù)設(shè)計.

由于系統(tǒng)發(fā)生線路故障的概率較高且故障線路兩端的換流站對電容參數(shù)設(shè)計的影響最大，仍以圖3中線路L23靠近換流站MMC2端發(fā)生短路故障為例，且主要考慮MMC2和MMC3的作用.在t1

(1)

公式中：N為MMC子模塊個數(shù)；CSM為子模塊電容值；Larm為橋臂電感；Rarm為橋臂電阻；Ce為換流站等效電容；Le為等效電感；Re為等效電阻.

圖6 t0

t0

根據(jù)等效電路可得如下方程組：

(2)

求解可得

(3)

(4)

其中

(5)

公式中：Udc為系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行時換流站端口電壓；I1為系統(tǒng)正常運行時的工作電流.

圖7 t1

t1

根據(jù)等效電路可得如下方程組：

(6)

求解可得

(7)

(8)

其中

(9)

根據(jù)電容元件的伏安關(guān)系及電容參數(shù)選擇的約束條件可得

(10)

t2

，

(11)

公式中：k1為機械開關(guān)耐壓常數(shù)；k2為安全系數(shù)；S為機械開關(guān)跳閘距離；α為飽和系數(shù)，通常取0.5～0.8，本文中k1=200 kV/cma，k2=0.9，α取動態(tài)參數(shù)[19]，則電容電壓需滿足：

uc≤ub+ULCSmax

.

(12)

一般低損耗支路只需串聯(lián)少量的IGBT，本文中LCS支路IGBT串聯(lián)數(shù)為10個[20]，其型號選擇5SNA2000K450300，額定電壓4.5 kV，額定電流2 kA.由公式(8)～公式(12)計算選取轉(zhuǎn)移電容參數(shù)為215 μF.

4 仿真驗證

在PSCAD/EMTDC仿真平臺上搭建如圖3所示的200 kV四端直流系統(tǒng)，故障位置如圖3所示.換流站參數(shù)如表1所示，多端口直流斷路器元件參數(shù)如表2所示，線路參數(shù)為r0=0.01 Ω/km，l0=0.82 mH/km，平波電抗取20 mH.假設(shè)系統(tǒng)穩(wěn)定運行1.5 s時，L23首端發(fā)生單極短路故障，以換流站MMC2連接的多端口斷路器為例校驗本文所提多端口電容限流式直流斷路器拓撲的開斷性能和限流能力.

表1 換流站參數(shù)

表2 直流斷路器參數(shù)

圖8 直流斷路器各支路電流

4.1 開斷能力校驗

故障發(fā)生后直流斷路器的內(nèi)部電流如圖8所示，流過UFD2的電流如圖8(a)所示，由于換流站MMC2為功率接收端，流過UFD2的電流先快速減小到0，然后迅速反向增大并向故障點饋入.流過轉(zhuǎn)移電容的電流如圖8(b)所示，故障后0.3 ms-2 ms轉(zhuǎn)移支路開關(guān)T0和T2處于導(dǎo)通狀態(tài)，故障電流流經(jīng)轉(zhuǎn)移電容并開始為其充電，2 ms時系統(tǒng)準確檢測到故障位置，主斷路支路導(dǎo)通，T0閉鎖，2 ms-4 ms故障電流轉(zhuǎn)移至主斷路支路并繼續(xù)給電容充電，持續(xù)升高的電容電壓對故障電流的抑制效果逐漸加強，故障電流上升率逐漸降低.流過耗能支路的電流如圖8(c)所示，4 ms時UFD跳開到額定打開位置，主斷路支路閉鎖，故障電流及剩余能量通過耗能支路泄放并于6.8 ms時完成能量的吸收工作，故障切除工作完成.

轉(zhuǎn)移電容、低損耗支路及主斷路支路電壓如圖9所示.故障后0.3 ms-2 ms，電容兩端電壓主要由負載轉(zhuǎn)換開關(guān)承擔，2 ms時電容兩端電壓為29 kV，符合設(shè)計要求.2 ms后，故障電流流向主斷路支路，電容電壓繼續(xù)升高并在4 ms后達到最大值100 kV，該電壓作為轉(zhuǎn)移支路中晶閘管數(shù)量設(shè)計的重要依據(jù)，在此期間，電容兩端電壓由低損耗支路承擔，圖中藍色曲線表明機械開關(guān)逐漸開斷過程中低損耗支路的耐壓能力，由圖可知，在整個斷路器動作期間，電容電壓始終小于低損耗支路耐受電壓，機械開關(guān)無弧分斷.4 ms后避雷器投入，轉(zhuǎn)移電容分擔100 kV電壓，所以主斷路支路只需要承擔200 kV電壓，直至短路故障切除.

圖9 轉(zhuǎn)移電容、低損耗支路及主斷路支路電壓 圖10 轉(zhuǎn)移支路開關(guān)電壓

4.2 限流效果校驗

為校驗所提斷路器拓撲的限流能力，將發(fā)生單極故障時采用本文所提多端口直流斷路器與采用ABB混合式直流斷路器、文獻[11]所提阻感限流型混合式直流斷路器LR-HDCCB及文獻[19]所提基于電容換流的限流式直流斷路器CC&CL-HDCCB進行對比，主要包括故障電流、避雷器耗能和斷路器兩端電壓的對比，對比結(jié)果如圖11～圖13所示.

各方案下故障電流對比如圖11所示，由圖可知本文所提斷路器的故障電流峰值為8.8 kA，相較于ABB方案故障電流減小了20.7%且開斷時間更短；與LR-HDCCB相比雖限流能力略顯不足，但由圖13可知，LR-HDCCB在換流階段斷路器兩端電壓極高，甚至高于系統(tǒng)級電壓，這是由于換流階段阻感并聯(lián)部分導(dǎo)致的，可能造成超快速機械開關(guān)難以分斷甚至造成設(shè)備損壞；與CC&CL-HDCCB相比限流能力相近但本文所提方案的故障切除時間優(yōu)勢明顯.由以上分析可得本文所提出的多端口直流斷路器在具備良好限流能力的同時縮短了故障開斷時間.

圖11 故障電流對比圖12 避雷器耗能對比

各方案的避雷器耗能對比如圖12所示，其中ABB方案下避雷器耗能為5 250 kJ，本方案下由于部分能量儲存于換流電容中，避雷器耗能減少至3 684 kJ；LR-HDCCB方案由于換流階段及以后時間阻感并聯(lián)支路持續(xù)耗能，所以該方案的避雷器耗能略小為2 874 kJ，但依然存在換流階段斷路器兩端電壓過高的問題；CC&CL-HDCCB方案在斷路器動作過程中部分能量儲存在電容中，避雷器耗能稍小為3 305 kJ，但該方案電容終值電壓高于系統(tǒng)級電壓且遠高于本方案電容的終值電壓，影響設(shè)備的絕緣成本.由以上分析可得，本方案在減少避雷器耗能的同時兼顧設(shè)備的絕緣成本，有利于延長避雷器的使用壽命和降低成本.

圖13 直流斷路器兩端電壓對比

各方案在故障切除期間斷路器兩端的電壓對比如圖13所示.本方案中因轉(zhuǎn)移電容在故障切除期間不斷充電，所以在電流轉(zhuǎn)移期間其兩端電壓等于電容的充電電壓，避雷器動作后斷路器電壓上升至避雷器兩端電壓，在斷路器動作的整個過程中，斷路器兩端電壓始終低于設(shè)備可耐受電壓；LR-HDCCB方案中由于電容先充電后放電再反向充電至終值電壓，而后斷路器兩端電壓由避雷器電壓和限流電感電壓共同決定至避雷器耗能結(jié)束；CC&CL-HDCCB方案中換流階段中由于阻感并聯(lián)部分的作用導(dǎo)致斷路器兩端電壓極高，隨著電感的逐漸投入，其兩端電壓逐漸下降直至避雷器耗能階段電壓再次躍變，避雷器耗能，斷路器兩端電壓逐漸下降直至故障切除.由對比結(jié)果可知所提斷路器在縮短動作時長的同時降低了斷路器開斷過程中的電壓水平，有利于設(shè)備的安全穩(wěn)定運行.

4.3 經(jīng)濟性分析

對上述四組方案進行經(jīng)濟性比較，考慮工程條件和安全裕度，進行主斷路支路設(shè)計時，IGBT耐壓能力計為2.25 kV[21]，直流斷路器的斷路峰值電壓一般取線路額定電壓的1.5倍[22]，即設(shè)為300 kV.

由仿真結(jié)果可知，本文所提方案中低損耗支路的電流峰值為5.89 kA，LCS需并聯(lián)3條支路，需要的IGBT數(shù)量為30個；故障電流峰值為8.8 kA，主斷路支路需并聯(lián)5條支路，因所提拓撲主斷路支路采用二極管橋式結(jié)構(gòu)，IGBT只需單向布置，同時轉(zhuǎn)移電容還可為主斷路支路分擔100 kV電壓，故主斷路支路所需的IGBT數(shù)量為5×200/2.25=445個；T0用于開斷轉(zhuǎn)移支路電流只需3個單向IGBT并聯(lián)，方案一需要的IGBT總數(shù)為538個.使用的晶閘管選擇目前已實現(xiàn)大規(guī)模商業(yè)化應(yīng)用的8.5 kV/5 kA配置，考慮工程安全，晶閘管耐壓能力計為4.25 kV.因流過T1-T3的電流最大為5.89 kA，各晶閘管閥組需并聯(lián)2條支路.由圖10可知，轉(zhuǎn)移支路開關(guān)電壓最大為200 kV，完全可以承受轉(zhuǎn)移電容的峰值電壓，又T0串聯(lián)數(shù)量遠小于晶閘管數(shù)量，故轉(zhuǎn)移支路開關(guān)電壓主要由晶閘管承擔.T′1-T′3主要負責控制電流流向，由于主斷路支路可耐受200 kV電壓，不論是正常運行或是故障狀態(tài)下，T′1-T′3只需負責導(dǎo)通電流，需要的晶閘管數(shù)量為3×2=6個，所需晶閘管數(shù)量為6+3×2×200/4.25=289個.

ABB方案中低損耗支路的電流峰值6.26 kA，LCS需并聯(lián)4條支路，需要的IGBT數(shù)量為80個；故障電流峰值為11.1 kA，主斷路支路需并聯(lián)6條支路，主斷路支路需要的IGBT數(shù)量為6×2×300/2.25=1 600個，需要的IGBT總數(shù)為1 680個；LR-HDCCB方案中，低損耗支路的電流峰值6.26 kA，LCS需并聯(lián)4條支路，需要的IGBT數(shù)量為80個；故障電流峰值為6.60 kA，主斷路支路需并聯(lián)4條支路，主斷路支路需要的IGBT數(shù)量為4×300/2.25=534個，需要的IGBT總數(shù)為614個；CC&CL-HDCCB方案中，流過主斷支路的電流峰值8.31 kA，需并聯(lián)5條支路，需要的IGBT數(shù)量為2×5×150/2.25=667個，需要的晶閘管數(shù)量為364個.若要兩端口直流斷路器具備與本文斷路器相同的開斷能力需三臺設(shè)備，所以以上斷路器的器件數(shù)量需乘以三倍.

表3給出了各方案的經(jīng)濟性對比，可以看出本方案除了具備良好的限流效果、提高設(shè)備集成度外還大幅提高了經(jīng)濟性.

表3 經(jīng)濟性對比

5 結(jié) 論

為順應(yīng)即將形成的多落點形式的柔性直流電網(wǎng)發(fā)展需求，本文提出了一種適用于直流電網(wǎng)的多端口電容限流式直流斷路器拓撲結(jié)構(gòu)，并以三端口直流斷路器為例詳細分析了所提直流斷路器的工作原理和參數(shù)設(shè)計方法，最后通過仿真對其斷路和限流性能進行了驗證，得到如下結(jié)論：

(1)所提直流斷路器在兩端口結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上拓展為多端口結(jié)構(gòu)并具備限流功能，詳細論述了利用轉(zhuǎn)移電容限流的工作原理并對電容的參數(shù)選擇給出設(shè)計方案，而且電容通過故障電流進行充電，無需設(shè)置預(yù)充電回路，降低了設(shè)備復(fù)雜度，此外隨著輸電線路的增多，所提直流斷路器只需增加少量器件即可完成設(shè)備拓展，優(yōu)勢顯著.

(2)在PSCAD/EMTDC仿真平臺中搭建了四端直流電網(wǎng)模型對其功能進行了驗證，與各方案相比，本文所提直流斷路器在具備限流能力、減少避雷器耗能的同時提高了故障開斷速度，且在整個故障切除期間斷路器電壓均不會越限確保了設(shè)備的安全運行.

(3)通過對各方案的經(jīng)濟性比較可知，轉(zhuǎn)移電容起到了限流和分擔主斷路器電壓的雙重作用，此外二極管橋式結(jié)構(gòu)的使用進一步減少了IGBT的使用數(shù)量，大大降低了設(shè)備的建設(shè)成本，提高了經(jīng)濟性和工程可實用性.