基于耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)研究

程 顯 閆冬冬 葛國偉 白青林 秦 聰

基于耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)研究

程 顯1,2閆冬冬1,2葛國偉1,2白青林1,2秦 聰1,2

（1. 鄭州大學(xué)電氣工程學(xué)院 鄭州 450001 2. 河南省輸配電裝備與電氣絕緣工程技術(shù)研究中心 鄭州 450001）

直流斷路器是中壓直流配電系統(tǒng)的重要設(shè)備。為滿足大容量高速分?jǐn)嗟钠惹行枨?，該文提出一種基于耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)并分析了其工作過程，將耦合電抗器一、二次繞組分別串聯(lián)于主支路和真空開關(guān)支路實(shí)現(xiàn)加速電弧電流轉(zhuǎn)移，阻容元件串聯(lián)于固態(tài)開關(guān)支路以便限制故障電流。通過Matlab/Simulink構(gòu)建了基于耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器仿真模型，仿真分析了耦合電抗器和阻容元件參數(shù)對(duì)電流轉(zhuǎn)移時(shí)間、限流效果、整機(jī)開斷時(shí)間的影響規(guī)律，并進(jìn)行了小電流開斷的初步實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。研究表明：耦合電抗器一、二次繞組分別為300μH、50μH，阻容元件參數(shù)為0.1Ω、50μF，電流轉(zhuǎn)移時(shí)間由1.5ms縮短至0.5ms，截?cái)嚯娏鞣逯到档土?7.1％，整機(jī)關(guān)斷時(shí)間縮短了1.9ms，初步驗(yàn)證了新拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)在限流和快速開斷方面的可行性，為研制高性能混合直流斷路器提供參考依據(jù)。

中壓混合式直流斷路器 直流開斷 電流轉(zhuǎn)移 耦合電抗器

0 引言

直流斷路器作為中壓配電系統(tǒng)控制和保護(hù)的重要設(shè)備，是構(gòu)建柔性直流電網(wǎng)的關(guān)鍵設(shè)備[1-2]。中壓柔性配電、直流牽引等系統(tǒng)對(duì)大容量快速分?jǐn)嗟闹绷鲾嗦菲餍枨笃惹衃3]。

直流斷路器主要包括機(jī)械式直流斷路器、固態(tài)直流斷路器和混合式直流斷路器[4-5]。混合式直流斷路器綜合了機(jī)械開關(guān)通流能力強(qiáng)和固態(tài)開關(guān)動(dòng)作速度快的優(yōu)點(diǎn)，是中壓直流斷路器的主要發(fā)展趨勢(shì)。高壓混合式直流斷路器無法通過自然換相實(shí)現(xiàn)電流由機(jī)械開關(guān)向固態(tài)開關(guān)的轉(zhuǎn)移，需借助輔助開關(guān)或耦合負(fù)壓等措施實(shí)現(xiàn)強(qiáng)迫轉(zhuǎn)移。在中低壓小電流領(lǐng)域國內(nèi)外開展較多研究。ABB公司基于集成門極換流晶閘管（Integrated Gate-Commutated Thyristor, IGCT）和快速機(jī)械開關(guān)設(shè)計(jì)了1.5kV/4kA混合式直流斷路器，利用真空電弧電壓實(shí)現(xiàn)4.5kA電流轉(zhuǎn)移[6]。意大利的L. Novello等將IGCT與快速機(jī)械開關(guān)結(jié)合，利用IGCT的串并聯(lián)技術(shù)研制出1kV/10kA混合式直流斷路器的原理樣機(jī)[7]。上述開斷過程中故障電流由機(jī)械開關(guān)向固態(tài)開關(guān)轉(zhuǎn)移主要由電弧弧壓的自然換相實(shí)現(xiàn)，但隨著故障電流的增加（＞10kA），自然換相時(shí)間拖尾甚至換相失敗。為實(shí)現(xiàn)大容量開斷，清華大學(xué)基于耦合負(fù)壓電路加速電流轉(zhuǎn)移，研制了10kV多端口混合式直流斷路器。文獻(xiàn)[8]提出在斷路時(shí)限流電感快速旁路方法，可降低直流斷路器（DC Circuit Breaker, DCCB）在切斷故障電流過程中的能量耗散。文獻(xiàn)[9]研究機(jī)械式直流斷路器弧后電流測(cè)量原理，得出換相頻率和恢復(fù)電壓對(duì)弧后電流的影響規(guī)律。文獻(xiàn)[10]研究三種不同超導(dǎo)限流直流開斷技術(shù)，并完成了10kV/10kA超導(dǎo)限流強(qiáng)迫過零直流電流開斷實(shí)驗(yàn)。文獻(xiàn)[11]中采用耦合電感輔助電流轉(zhuǎn)移的斷路器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)在正常運(yùn)行時(shí)電能損耗低、能夠有效限制故障電流且加速電流轉(zhuǎn)移過程。文獻(xiàn)[12]提出了一種新型快速響應(yīng)直流限流器，加速了開斷過程，同時(shí)該限流器能全程自適應(yīng)動(dòng)作，無需觸發(fā)控制裝置，響應(yīng)直接迅速。文獻(xiàn)[13]提出了一種阻容型限流式直流斷路器拓?fù)?，可?shí)現(xiàn)穩(wěn)態(tài)低電抗和暫態(tài)高限流電抗的靈活切換，同時(shí)起到限流作用。文獻(xiàn)[14]研究了熄弧后真空斷路器恢復(fù)電壓變化規(guī)律，并通過仿真與實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證改進(jìn)真空斷路器弧后電磁暫態(tài)建模精確性。上述研究在加速電流轉(zhuǎn)移和故障電流方面取得了一定進(jìn)展[15-19]，但圍繞耦合電抗器和阻容限流之間協(xié)同工作過程及其對(duì)加速電流轉(zhuǎn)移、限流效果等特性研究較少。

在前期城市軌道交通混合式直流斷路器電流轉(zhuǎn)移判據(jù)和整機(jī)開斷性能研究基礎(chǔ)上[20-21]，本文提出了一種基于耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，采用耦合電抗器加速電流轉(zhuǎn)移，阻容元件限制故障電流峰值。搭建基于耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器模型，研究不同階段耦合電抗器參數(shù)對(duì)電流轉(zhuǎn)移、故障限流等作用過程，得到了耦合電抗器參數(shù)和阻容參數(shù)對(duì)電流轉(zhuǎn)移和截?cái)嚯娏鞣逯档挠绊懸?guī)律，確定了相關(guān)參數(shù)的取值，并進(jìn)行了初步驗(yàn)證。

1 CR-DCCB拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及工作原理

1.1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

傳統(tǒng)混合式直流斷路器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和基于耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器（Resistance-Capacitance Hybrid DC Circuit Breaker with Coupled Reactor, CR-DCCB）拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。CR-DCCB相較于DCCB增加了耦合電抗器和阻容限流元件，其中耦合電抗器①的一、二次繞組分別串聯(lián)于主支路和真空開關(guān)支路，IGBT③和緩沖電路④構(gòu)成固態(tài)開關(guān)支路，阻容元件⑤串聯(lián)于上述固態(tài)開關(guān)支路，VD1、VD2、VD3、VD4構(gòu)成橋式電路，可實(shí)現(xiàn)故障電流的雙向開斷，MOV作為耗能支路。其中M為主支路電流、VCB為真空開關(guān)電流、S為固態(tài)開關(guān)支路電流、MOV為MOV支路電流。

圖1 DCCB與CR-DCCB拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

在故障發(fā)生時(shí)，耦合電抗器作為限流電抗器在一定程度上可限制故障電流，待檢測(cè)到故障后固態(tài)開關(guān)合閘，快速真空開關(guān)接收分閘命令。由于快速真空開關(guān)存在一定的分閘時(shí)間（一般為0.5～2ms），觸頭仍然處于閉合狀態(tài)，此階段由于耦合電抗器二次側(cè)電感和互感的阻礙作用，強(qiáng)迫真空開關(guān)支路電流向固態(tài)開關(guān)支路轉(zhuǎn)移。在上述轉(zhuǎn)移過程后期或者轉(zhuǎn)移完成后，真空開關(guān)觸頭分離。在故障電流完全轉(zhuǎn)移到固態(tài)開關(guān)支路后，阻容元件可以實(shí)現(xiàn)限制故障電流，降低系統(tǒng)故障電流峰值進(jìn)而減小了固體開關(guān)開斷電流需求，可以在一定程度減少IGBTs并聯(lián)數(shù)量和容量，降低整機(jī)成本。CR-DCCB和DCCB的電流由真空開關(guān)向固態(tài)開關(guān)支路的轉(zhuǎn)移過程不同，DCCB是依靠真空開關(guān)弧壓，轉(zhuǎn)移起點(diǎn)時(shí)刻是觸頭分離時(shí)刻，而CR-DCCB依靠的是耦合電抗器，轉(zhuǎn)移起點(diǎn)是檢測(cè)到故障且固態(tài)開關(guān)導(dǎo)通時(shí)刻，即CR-DCCB電流轉(zhuǎn)移過程早于DCCB。

1.2 工作原理

CR-DCCB和DCCB的開斷過程波形分別如圖2a和圖2b所示，其中MOV為斷路器端電壓。DCCB在開斷電流大于10kA時(shí)，由于真空電弧弧壓較低（一般為20～40V），真空開關(guān)觸頭分離后，電流開始由真空開關(guān)向固態(tài)開關(guān)支路轉(zhuǎn)移，自然換相過程可達(dá)幾ms以上甚至換相失敗，同時(shí)無限流效果，故障電流發(fā)展到較高水平，對(duì)固態(tài)開關(guān)開斷容量需求較高。而CR-DCCB在故障發(fā)生（1ms時(shí)）后，耦合電抗器可以起到一定的限流作用。故障檢測(cè)單元在2ms時(shí)檢測(cè)到故障，同時(shí)向固態(tài)開關(guān)發(fā)出合閘命令，向快速真空開關(guān)發(fā)出分閘命令，固態(tài)開關(guān)微秒級(jí)實(shí)現(xiàn)合閘導(dǎo)通，快速真空開關(guān)分閘需要0.5～2ms，此時(shí)觸頭仍然處于閉合狀態(tài)。耦合電抗器二次繞組和互感的阻礙作用強(qiáng)迫電流由真空開關(guān)支路向固態(tài)開關(guān)支路轉(zhuǎn)移，而不是依靠弧壓實(shí)現(xiàn)電流轉(zhuǎn)移（具體分析見第2節(jié)2～3階段分析），此轉(zhuǎn)移過程可以控制在1ms之內(nèi)。而真空開關(guān)觸頭分離時(shí)刻是在上述轉(zhuǎn)移過程后期或轉(zhuǎn)移完成后，真空開關(guān)屬于無弧或少弧操作，電氣壽命可更長(zhǎng)。而傳統(tǒng)DCCB是依靠真空開關(guān)弧壓實(shí)現(xiàn)的自然換相。待轉(zhuǎn)移完成后固態(tài)開關(guān)承擔(dān)主電流，耦合電抗器一次繞組和阻容元件可以限制故障電流峰值，故障電流由DCCB的15.3kA降低至CR-DCCB的8.1kA，避雷器耗能時(shí)間也縮短。綜上所述，由于耦合電抗器可大幅加速電流轉(zhuǎn)移過程，而阻容元件在電流轉(zhuǎn)移到固態(tài)開關(guān)支路后限制其電流峰值，在正常通流過程中不會(huì)額外增加通態(tài)損耗。

圖2 DCCD和CR-DCCB開斷過程對(duì)比

2 CR-DCCB工作過程分析

下面以正向故障開斷為例，不同階段電流路徑示意圖如圖3所示。圖中N為系統(tǒng)電壓，S、S分別為等效線路電阻和電感，load、load分別為等效負(fù)載電阻和電感。

1）正常通流階段（0～1）

系統(tǒng)正常通流階段時(shí)，系統(tǒng)額定電流0表示為

2）故障檢測(cè)階段（1～2）

短路故障發(fā)生后，故障電流迅速增加，耦合電抗器可以起到一定的限流作用，耦合電抗器和系統(tǒng)電抗共同決定電流上升率，即

式中，；L1為一次電感；L2為二次電感；M為互感。

3）電流轉(zhuǎn)移階段（2～3）

檢測(cè)到故障后，同時(shí)向固態(tài)開關(guān)發(fā)出導(dǎo)通命令和快速真空開關(guān)分閘命令，固態(tài)開關(guān)微秒級(jí)實(shí)現(xiàn)合閘導(dǎo)通，快速真空開關(guān)分閘需要0.5～2ms。此時(shí)觸頭仍然處于閉合狀態(tài)，由于耦合電抗器的作用電流開始從由真空開關(guān)轉(zhuǎn)移至固態(tài)開關(guān)。根據(jù)電流KCL定律和耦合原理，此階段CR-DCCB滿足

式中，2為二次繞組2的壓降；、1、2分別為主支路電流、真空開關(guān)支路和固態(tài)開關(guān)支路電流。由于電流轉(zhuǎn)移階段固態(tài)開關(guān)支路導(dǎo)通壓降較小[11]，與之并聯(lián)的耦合電抗器二次側(cè)和真空開關(guān)支路電壓較低，可將2≈0，進(jìn)而得到

式中，為一、二次繞組耦合系數(shù)。

為研究耦合系數(shù)對(duì)電流轉(zhuǎn)移影響，此階段假設(shè)阻容取值較小，因此對(duì)轉(zhuǎn)移過程影響較小。將耦合電抗器進(jìn)行等效化簡(jiǎn)，由式（4）可知

耦合系數(shù)一般取0.85～0.95，再次取≈1，進(jìn)而簡(jiǎn)化得到

由式（6）可知，當(dāng)耦合電抗器一、二次電感比值較大時(shí)，真空開關(guān)支路電流下降率較大，固態(tài)開關(guān)支路電流上升率較大，說明耦合電抗器可以實(shí)現(xiàn)加速電流轉(zhuǎn)移，且一、二次電感比值越大，轉(zhuǎn)移越快。

4）真空開關(guān)觸頭分閘階段（3～4）

在上述轉(zhuǎn)移過程（2～3）中，快速真空開關(guān)由于其固有的分閘時(shí)間，觸頭仍然處于閉合狀態(tài)。在電流轉(zhuǎn)移的后期或轉(zhuǎn)移完成后，真空開關(guān)觸頭分離。觸頭分離是在轉(zhuǎn)移完成后還是后期主要取決于轉(zhuǎn)移時(shí)間和分閘時(shí)間的大小。如果分閘時(shí)間大于轉(zhuǎn)移時(shí)間，則真空開關(guān)觸頭分離不產(chǎn)生電弧。當(dāng)分閘時(shí)間小于轉(zhuǎn)移時(shí)間，則真空開關(guān)在轉(zhuǎn)移過程后期電流較小的階段拉弧，即產(chǎn)生小電流電弧。因此CR-DCCB中真空開關(guān)屬于無弧或少弧分?jǐn)唷?/p>

5）真空開關(guān)介質(zhì)恢復(fù)階段（4～5）

真空開關(guān)電弧在4時(shí)刻熄滅，介質(zhì)強(qiáng)度開始恢復(fù)，主電流完全由固態(tài)開關(guān)支路承擔(dān)，該階段電流路徑如圖3c所示，2時(shí)刻電容電壓為零，根據(jù)以上條件可列寫

根據(jù)式（7）計(jì)算得到固態(tài)開關(guān)支路瞬態(tài)電流表達(dá)式見式（8），阻容元件的電容參數(shù)主要用于限制暫態(tài)電壓，而穩(wěn)態(tài)電流主要由電阻進(jìn)行限流。

6）避雷器泄能階段（5～6）

IGBT關(guān)斷后，系統(tǒng)殘余能量由MOV耗散，避雷器吸能主要因素為系統(tǒng)電感和線路電流大小。根據(jù)文獻(xiàn)[22]取為0.438，因此避雷器吸收的能量MOV為

3 CR-DCCB仿真分析

3.1 CR-DCCB建模

CR-DCCB模型包括真空開關(guān)模型、避雷器、固態(tài)開關(guān)和外電路模型等，其中真空開關(guān)模型是其重點(diǎn)建模部分，其他模型可采用電路模型進(jìn)行參數(shù)設(shè)置。

3.1.1 真空開關(guān)模型

真空電弧模型包括燃弧和介質(zhì)恢復(fù)階段模型。在燃弧過程中電弧電壓與電流大小、燃弧時(shí)間都有一定的關(guān)系，一般穩(wěn)定在20V。電弧電壓燃弧過程主要分為三個(gè)階段：起弧階段、穩(wěn)定燃燒階段、電弧熄滅階段。弧后介質(zhì)恢復(fù)過程通常采用真空電弧連續(xù)過渡模型[23]，該模型的具體數(shù)學(xué)模型為

式中，0為真空介電常數(shù)；為新陰極和等離子體之間正離子鞘層厚度；0為鞘層電位；為電子電荷量；為離子所帶平均電荷數(shù)；i為鞘層邊緣離子密度；()為極間電壓；i為金屬離子質(zhì)量；i為離子運(yùn)動(dòng)速度；dd為鞘層發(fā)展速度；()為鞘層發(fā)展開始后的弧后電流；為電極直徑。計(jì)算時(shí)除了設(shè)定常數(shù)外，還需給定、i、等初始值，并用式（13）、式（14）計(jì)算鞘層邊緣離子密度及初始值[24]。

式中，gap為真空間隙距離；AMP為控制兩電極間離子空間電荷分布系數(shù)；1為離子擴(kuò)散時(shí)間常數(shù)。

3.1.2 其他參數(shù)設(shè)置

建立CR-DCCB的仿真模型，與DCCB相比在相同的參數(shù)條件下，增加耦合電抗器和阻容元件，IGBT型號(hào)為TIM1500ESM33-PSA011單管模塊，仿真系統(tǒng)參數(shù)見表1。

表1 仿真參數(shù)

Tab.1 Simulation parameters

3.1.3 仿真模型

直流電壓源設(shè)置為1 800V，用于模擬城市軌道直流供電系統(tǒng)。1ms時(shí)系統(tǒng)發(fā)生故障，2ms時(shí)檢測(cè)到故障并向固態(tài)開關(guān)發(fā)出合閘命令和快速真空開關(guān)分閘命令，在2.5ms時(shí)快速真空開關(guān)觸頭分離，4ms時(shí)IGBT關(guān)斷，避雷器吸收殘余能量，完成整體開斷?？傮w仿真模型如圖4所示。

圖4 仿真模型

3.2 仿真結(jié)果分析

3.2.1 耦合電抗器參數(shù)影響

當(dāng)耦合電抗器一、二次繞組（1、2）為50μH、100μH、150μH、200μH、250μH、300μH，值分別取0.6～1時(shí)，得到耦合系數(shù)對(duì)階段Ⅲ轉(zhuǎn)移時(shí)間的影響如圖5所示。隨著耦合系數(shù)的增加，轉(zhuǎn)移時(shí)間隨之減小，因此，在實(shí)際情況中應(yīng)使兩繞組的耦合系數(shù)接近1，即達(dá)到全耦合。

圖5 耦合系數(shù)k對(duì)階段Ⅲ轉(zhuǎn)移時(shí)間的影響

由以上仿真結(jié)果，耦合系數(shù)選取0.98，為探究1/2比值對(duì)轉(zhuǎn)移時(shí)間影響規(guī)律，取2的電感值為50μH，1的取值分別為50～300μH，研究1/2的比值對(duì)轉(zhuǎn)移時(shí)間的影響如圖6所示。可以看出隨著的增加，轉(zhuǎn)移時(shí)間隨之減少，當(dāng)一次繞組取300μH，二次繞組取50μH時(shí)，轉(zhuǎn)移時(shí)間為0.38ms，但如果二次繞組取更小時(shí)，轉(zhuǎn)移時(shí)間基本保持不變。因此，實(shí)際工程中可選取較大的一、二次電感比值以便加快電流轉(zhuǎn)移過程。

圖6 一、二次電感比值對(duì)轉(zhuǎn)移時(shí)間的影響

3.2.2 阻容元件參數(shù)影響

由以上仿真可知，耦合電抗器參數(shù)選取如下：耦合系數(shù)為0.98，一、二次繞組1、2分別為300μH、50μH。阻容元件參數(shù)對(duì)電流峰值及轉(zhuǎn)移時(shí)間的影響如圖7所示，電容參數(shù)對(duì)截?cái)嚯娏鞣逯礟影響較小，但隨著電容從0增加到50μF，轉(zhuǎn)移時(shí)間可以大幅減小。在相同的電容參數(shù)下，隨著電阻的增加，截?cái)嚯娏鞣逯禍p小，轉(zhuǎn)移時(shí)間增加，說明電阻可以有效限制固態(tài)開關(guān)支路電流峰值，但也影響電流轉(zhuǎn)移，綜合考慮阻容元件參數(shù)既能限制截?cái)嚯娏鞣逯?，?duì)電流轉(zhuǎn)移時(shí)間影響程度又最小，因此阻容元件參數(shù)電容為50μF，電阻為0.1Ω。

圖7 阻容參數(shù)對(duì)電流峰值及轉(zhuǎn)移時(shí)間的影響

由于系統(tǒng)電感能量需要避雷器耗散，本文提出的CR-DCCB和傳統(tǒng)的DCCB的避雷器吸收能量對(duì)比如圖8所示。CR-DCCB可將避雷器耗能由51.5kJ降至28.7kJ，大幅縮短避雷器耗能時(shí)間，進(jìn)而減少整機(jī)開斷時(shí)間。

圖8 避雷器吸收能量

CR-DCCB和DCCB整機(jī)開斷波形如圖9所示。CR-DCCB開斷可以將截?cái)嚯娏鞣逯祻?5.3kA降至8.1kA，避雷器耗能時(shí)間從2.2ms降至1.3ms，整機(jī)開斷時(shí)間縮短了1.9ms。

圖9 CR-DCCB和DCCB整機(jī)開斷波形

3.2.3 系統(tǒng)電感參數(shù)影響

為探究系統(tǒng)電抗參數(shù)對(duì)轉(zhuǎn)移時(shí)間的影響，研究了系統(tǒng)電感從250～900μH變化時(shí)，轉(zhuǎn)移時(shí)間的變化，具體如圖10所示。隨著系統(tǒng)電感的減小，轉(zhuǎn)移時(shí)間逐漸減小，這與式（6）中系統(tǒng)電感對(duì)轉(zhuǎn)移過程影響的理論分析一致。

圖10 系統(tǒng)電感對(duì)轉(zhuǎn)移時(shí)間的影響

綜上所述，耦合電抗器設(shè)計(jì)應(yīng)選一、二次繞組電感量比值相對(duì)較大且耦合系數(shù)高，同時(shí)耦合電抗器電感與系統(tǒng)電感相當(dāng)時(shí)可同時(shí)起到較好的限流和加速電流轉(zhuǎn)移效果。阻容元件中電阻可起到較好的限制固態(tài)開關(guān)支路電流的效果，但不易過大，一般選取0.1Ω，電容可以較好地起到加速轉(zhuǎn)移效果，綜合經(jīng)濟(jì)和性能要求可選取50μF以內(nèi)。

4 CR-DCCB實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 實(shí)驗(yàn)電路

為驗(yàn)證CR-DCCB拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)理論分析結(jié)果的有效性，搭建了CR-DCCB實(shí)驗(yàn)電路如圖11所示。電容器組和電感串聯(lián)放電產(chǎn)生低頻振蕩電路用于模擬直流故障電流，晶閘管負(fù)責(zé)引入故障電流，其中VD為保護(hù)二極管，防止電容反向充電。CR-DCCB結(jié)構(gòu)主要包括耦合電抗器、真空開關(guān)、IGBT模塊、阻容元件、避雷器。耦合電抗器一、二次繞組采用同軸繞線以盡可能增加一、二次耦合系數(shù)。經(jīng)測(cè)量得一次繞組電感為137μH，二次繞組電感為24.5μH，耦合系數(shù)為0.84，阻容值分別為0.01Ω、10μF。

圖11 實(shí)驗(yàn)電路

4.2 實(shí)驗(yàn)初步驗(yàn)證

4.2.1 DCCB和CR-DCCB開斷對(duì)比分析

實(shí)驗(yàn)開斷波形如圖12所示。從圖12a可以看出固態(tài)開關(guān)截?cái)嚯娏鞣逯禐? 980A，電流轉(zhuǎn)移時(shí)間約為283μs，避雷器耗能時(shí)間為186μs。圖12b為CR-DCCB開斷波形，在同等條件下，可以看出固態(tài)開關(guān)截?cái)嚯娏鞣逯当幌拗浦?50A，電流轉(zhuǎn)移時(shí)間縮短至約204μs，避雷器耗能時(shí)間約為124μs。初步驗(yàn)證了基于耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器拓?fù)淇杉铀匐娏鬓D(zhuǎn)移過程、降低避雷器耗能時(shí)間，進(jìn)而減小整機(jī)開斷時(shí)間。

4.2.2 耦合電抗器一、二次變比對(duì)電流轉(zhuǎn)移特性影響

為進(jìn)一步探究耦合電抗器參數(shù)對(duì)電流轉(zhuǎn)移特性的影響，進(jìn)行了耦合電抗器一、二次變比對(duì)電流轉(zhuǎn)移特性影響的實(shí)驗(yàn)和仿真對(duì)比研究。在二次繞組為12.8μH時(shí)，改變1/2比值從5～18，測(cè)試得到一、二次繞組變比對(duì)電流轉(zhuǎn)移過程的影響如圖13所示，隨著變比的增加，電流轉(zhuǎn)移時(shí)間減小，仿真與實(shí)驗(yàn)規(guī)律基本一致。實(shí)驗(yàn)中在變比大于10時(shí)，電流轉(zhuǎn)移時(shí)間變化不明顯是由于耦合電抗器存在磁飽和，因此在設(shè)計(jì)耦合電抗器時(shí)需要重視磁飽和影響。

圖13 耦合電抗器變比對(duì)電流轉(zhuǎn)移時(shí)間影響

5 結(jié)論

1）本文提出一種耦合電抗器的阻容型混合直流斷路器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，理論分析得到耦合電抗器和阻容元件參數(shù)對(duì)電流峰值、電流轉(zhuǎn)移速度、避雷器耗能等影響規(guī)律。

2）仿真分析了耦合電抗器一、二次繞組取值分別為300μH、50μH，阻容元件取值為0.1Ω、50μF時(shí)，電流轉(zhuǎn)移時(shí)間從1.5ms縮短至0.5ms，故障電流峰值可降低47.1%，整機(jī)關(guān)斷時(shí)間可縮短1.9ms，該拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)可加速電流轉(zhuǎn)移和實(shí)現(xiàn)故障限流。

3）搭建實(shí)驗(yàn)電路進(jìn)行初步驗(yàn)證，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明所提出CR-DCCB拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)能夠?qū)崿F(xiàn)抑制故障電流、加速電流轉(zhuǎn)移、縮短避雷器清除故障電流時(shí)間。初步驗(yàn)證了該拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的可行性和有效性，為后續(xù)樣機(jī)的研制提供了參考依據(jù)。

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Research on the Topology of the Resistance-Capacitance Hybrid DC Circuit Breaker with Coupling Reactors

Cheng Xian1,2Yan Dongdong1,2Ge Guowei1,2Bai Qinglin1,2Qin Cong1,2

（1. School of Electrical Engineering Zhengzhou University Zhengzhou 450001 China 2. Henan Engineering Research Center of Power Transmission & Distribution Equipment and Electrical Insulation Zhengzhou 450001 China）

DC circuit breaker is an important equipment for the control and protection of urban rail transit system. Its on-off reliability directly affects the operation safety of DC traction power supply system. In order to meet the urgent needs of large capacity high-speed segmentation and current limiting capacity. A resistance-capacitance hybrid DC circuit breaker with coupled reactor (CR-DCCB) is proposed. The primary and secondary windings of the coupled reactor are connected in series with the main branch and the vacuum switch branch, respectively. The structure can accelerate the current transfer process, and the resistive-capacitive elements are connected in series with the solid-state switch branch to limit the fault current peak. To verify the feasibility and effectiveness of the topology. First, the theoretical analysis of the coupling coefficient of coupling reactor and the primary and secondary winding inductance value of the influence of fault current transfer process and the influence of the peak value of fault current resistance capacity components, by improving the coupling coefficient and the primary and secondary winding inductance ratio to shorten the current transfer time, increase the resistance capacity components can limit the fault current peak value. Different from the traditional hybrid DC circuit breaker transfer principle, when the contacts are not separated, the current transfer can be realized by coupling reactor in the early stage. Since the contact separation time of the vacuum switch is in the late stage of the current transfer process, the vacuum switch belongs to less arc or no arc breaking, which can prolong its electrical life. Then, the CR-DCCB simulation model was established in Matlab/Simulink simulation software, and the influence law of coupling reactor parameters and resistance-capacitive elements parameters on current transfer process, current limiting effect and turn-off time of the whole machine was simulated and analyzed, and the optimal parameters of coupling reactor and resistance-capacitive elements were initially determined. Finally, based on the experimental platform of the research group, the experimental circuit under small current was built, and the preliminary experimental verification was carried out. The simulation results were compared and analyzed with the experimental results, and the reasons for the error between simulation and experiment were obtained. The simulation results show that when the inductance of the primary and secondary winding of the coupled reactor is set as 300μH and 50μH, and the resistance and capacitance elements are set as 0.1Ω and 50μF, the current transfer time can be shortened from 1.5ms to 0.5ms, the peak fault current is reduced by 47.1%, and the turn-off time is shortened by 1.9ms. The experimental results show that the current transfer time is shortened from 204μs to 124μs, and the peak fault current is reduced from 1 980A to 950A. Simulation results and experimental results are consistent rule, both verified the current transfer time as the primary and secondary winding inductance ratio increases with the shortened, but when the ratio is more than 10, current transfer time change is not obvious, because the problem of magnetic saturation, therefore when designing the coupling reactor need to attach importance to the influence of magnetic saturation, The conclusion of this paper provides a reference for the subsequent prototype development.

Medium voltage hybrid DC circuit breaker, DC breaking, current commutation, coupling reactor

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.211395

TM561

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51977195,52107170）、河南省重大科技專項(xiàng)（221100240500）、河南省優(yōu)秀青年科學(xué)基金項(xiàng)目（202300410370）、河南省高校科技創(chuàng)新人才（21HASTIT022）資助。

2021-09-03

2021-11-04

程 顯 男，1982年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)楦邏弘娖骷案唠妷盒录夹g(shù)，重點(diǎn)研究混合斷路器技術(shù)、多斷口真空開關(guān)技術(shù)。E-mail：chengxian@zzu.edu.cn

葛國偉 男，1987年生，博士，講師，研究方向?yàn)橹悄芑邏弘娖骷案唠妷盒录夹g(shù)，重點(diǎn)研究多斷口真空開關(guān)技術(shù)、真空電弧動(dòng)態(tài)恢復(fù)特性。E-mail：ggw@zzu.edu.cn（通信作者）

（編輯 赫蕾）