三阶段电流转移混合型无弧直流断路器

张国军 宋飞凡 李绍明 代国印

(辽宁工程技术大学电气与控制工程学院 葫芦岛 125105)



三阶段电流转移混合型无弧直流断路器

张国军 宋飞凡 李绍明 代国印

(辽宁工程技术大学电气与控制工程学院 葫芦岛 125105)

针对高压直流电路存在开断困难的问题，提出了一种无弧直流断路器的拓扑结构。该拓扑结构采用三阶段的电流转移方案，解决了基于传统强迫关断原理的混合型断路器开断时，高速机械开关在打开瞬间有较大的反向恢复电压，需要给预充电电容另加充电电源的问题。通过等效数学模型对工作阶段的临界时刻进行数学计算以及对其推导的正确性进行仿真分析。分析结果表明，采用所提出的拓扑结构不但可以使机械开关无弧分断，而且分断速度较快。

无弧直流断路器 拓扑结构 混合型断路器 三阶段电流转移 分断时间

0 引言

随着风力发电、光伏发电等可再生能源的蓬勃发展，直流输电系统、直流配电网及其相关技术正日益受到更多研究人员的关注，从系统到设备方面的研究都逐渐成为电力行业研究的热点[1-3]。

从直流断路器发展历程来看，传统机械式直流断路器在高压大电流场合的应用需要进行复杂的结构设计才能实现高电压大电流的分断[4]；固态直流断路器可以频繁开断，但存在容易过电压过电流、器件损耗高、冷却系统笨重以及成本较高等问题[5,6]。目前高压直流断路器发展的一个重要方向是混合型直流断路器，它结合了机械式断路器与固态断路器各自的优点，具有通态损耗小、开断快速可控、无弧、开关寿命长、可靠性高、无需专用冷却装置等优点[7-10]。

混合型断路器一般可分为自然换流型和强迫换流型[11]，目前国内外学者和机构都是以这两种方式为基础，对混合型高压直流断路器的拓扑结构进行研究改进。文献[12]提出一种并联一个续流二极管的真空直流限流断路器拓扑结构，该结构可有效解决基于强迫关断原理的混合型断路器开断时高速机械开关在打开瞬间产生较大的反向恢复电压，致使机械开关两端二次燃弧的问题，但该拓扑需要附加充电电源给预充电电容充电，这样不仅增加了系统成本，而且断路器的体积也相应增大；文献[13]提出利用功率开关管IGBT来提高断路器的开断速度并且可以频繁开关[13]，但单个的IGBT的电压应力较低，且通态状况下电路中的IGBT损耗较大；文献[14]提出的两阶段电流转移的新型直流断路器能够自身给预充电电容充电，不需要另加充电电源[14]，但基于强迫关断原理的混合型断路器在高速机械开关打开瞬间仍会产生较大的反向恢复电压，该电压值达到一定等级便会击穿触头两端，产生二次电弧。

基于上述分析，本文针对传统强迫换流混合型直流断路器需要给预充电电容另加充电电源、高速机械开关在打开瞬间存在较大的反向恢复电压的问题，提出一种三阶段电流转移混合型无弧直流断路器，通过两次强迫换流和一次自然换流实现机械开关的无弧打开，有效提高断路器的分断速度。

1 拓扑结构和工作原理

1.1 拓扑结构

图1为三阶段电流转移混合型无弧直流断路器拓扑结构。主支路由高速机械开关Q和二极管VD2构成；电流转移支路由晶闸管VT1、VT2、VT3、VD0，电容C，电感L1、L2以及反并联二极管VD1构成；能量吸收支路由避雷器MOV组成；预充电电容的电能补充电路由电感L3和晶闸管VT4组成；US为高压直流电源，LS为系统等效电感，RS为等效电阻。

图1 无弧直流断路器拓扑结构Fig.1 Topology of thearc-less DC circuit breaker

1.2 工作原理

系统稳定运行时，高速机械开关Q闭合，电源通过开关Q向负载供电。当系统发生接地短路故障时，短路电流快速上升。当短路电流值达到断路器的动作阈值时，断路器开始动作，触发晶闸管VT1、VT2导通，预充电电容C开始反向放电。当电容C反向注入电流等于系统短路故障电流时，驱动高速机械开关无弧打开，并在打开以后机械开关两端电压保持为0 V。一段时间后，电容C放电结束，开始反向充电。当电容C反向电压达到最大值时，触发晶闸管VT3导通，电容C反向放电。等到电容C反向放电结束，电源和电路中的储能元件给电容C正向充电；当电容C正向充电的电压达到避雷器动作阈值电压时，避雷器导通，电流向避雷器转移，最终完成对故障电路的分断。

完成故障电路分断以后，预充电电容存储了大量的能量等待下次分断故障电路。系统故障是偶发的，但电容器在正常情况下会有电荷泄露现象。因此，本文的拓扑结构中设有由电感L3和晶闸管VT4组成的电容电能补充电路，当电容C的电压低于设定的电压值时，触发晶闸管VT4导通，给电容C充电。当充电达到最大时，晶闸管VT4上的电流等于0 A，VT4关断，完成电容C的电能补充。

2 工作各阶段的数学理论分析

各阶段的工作状态的拓扑结构如图2所示。

1)断路器动作阶段：t0

系统在t0时刻发生短路，系统电流快速上升，此时短路电流为

(1)

当t=t1时，系统电流上升到断路器动作的阈值电流为

(2)

系统电流上升到断路器动作的阈值电流的时间为

(3)

t1时刻，断路器开始动作，触发晶闸管VT1、VT2导通，电容C对高速机械开关反向注入电流。

2)高速机械开关打开阶段：t1

反向注入电流快速上升为

(4)

电容的放电电压为

图2 各阶段的工作状态的拓扑结构Fig.2 Topology diagram of the various stages of work status

(5)

当t=t2时，电容C反向注入电流与系统故障电流相等，iQ下降为0 A，即

(6)

可得电容C反向注入电流与系统故障电流相等的时间为[15]

(7)

t2时刻，续流二极管VD1导通，iQ继续维持0 A且机械开关两端电压为0 V，因此可以在此刻无弧打开高速机械开关。高速机械开关由于机械延迟和分散性的影响，分断约有100 μs的延迟[15]。

3)电容C反向充电阶段：t2

当t=t3时，电容C正向放电电压等于0 V，即

(8)

可得电容C放电结束的时间为

(9)

可推导出t3时刻L2上的电流以及系统电流为

(10)

(11)

t3时刻VD0导通，电容C极性改变，开始反向充电。

4)续流二极管关断阶段：t3

结合上一阶段推导出的iL2_3、iS_3对电路进行拉普拉斯变换并应用节点电压法得

(12)

由式(12)推导出该阶段L2上的电流在复频域下的表达式为

(13)

(14)

当t=t4时，L2流过的电流与系统故障电流相等，即

(15)

由式(15)可得续流二极管关断阶段的时间为

(16)

由式(12)、式(16)可得t4时刻电容C的电压、L1上的电流以及L2上的电流，即

(17)

(18)

(19)

t4时刻，续流二极管VD1关断。

5)电容C反向放电阶段：t4

由于LS>>L1、LS>>L2且LS>>L1+L2。结合上一阶段推导出的uC_4，iL1_4，iL2_4对电路进行拉普拉斯变换并应用节点电压法得

(20)

由式(20)推导出该阶段iC在复频域下的表达式为

(21)

(22)

其中

当t=t5时，电容C反向充电达到最大，即

iC_5=0

(23)

由式(23)可得电容C反向放电阶段的时间为

(24)

(25)

(26)

t5时刻电容C电压反向达到最大，晶闸管VT1关断，并且在此时触发晶闸管VT3导通，电容C开始反向放电，续流二极管VD1导通。

6)晶闸管VT2关断阶段：t5

由于LS>>L1，LS>>L2且LS>>L1+L2，结合上一阶段推导出的iL1_5，uC_5对电路进行拉普拉斯变换并应用节点电压法得

(27)

(28)

(29)

当t=t6时，L2-VT2上的电流全部转移到C-VT3上，晶闸管VT2关断，即

iL2_6=0

(30)

由式(30)可得晶闸管VT2关断阶段的时间为

(31)

由式(31)可得t6时刻L1的电流和电容C的电压为

(32)

(33)

t6时刻，电容C的极性再次反向，电源以及系统中的电感给电容C不断充电。

7)续流二极管再次关断阶段：t6

结合上一阶段推导出的iL1_6、uC_6对电路进行拉普拉斯变换并应用节点电压法得

(34)

(35)

当t=t7时，L1上的电流与系统电流相等，即

iL1_7=iS_7

(36)

由式(36)可得续流二极管再次关断阶段的时间为

(37)

由式(37)可得到t7时刻电容C的电压和L1上的电流为

(38)

(39)

t7时刻VD1上的电流再次等于0，VD1关断。

8)避雷器动作阶段：t7

由于LS>>L1，并结合上一阶段推导出的uC_7、iL1_7对电路进行拉普拉斯变换得

(40)

(41)

当t=t8时，电容C充电达到避雷器阈值电压为

uC_8=UY

(42)

由式(42)可得到避雷器动作阶段的时间为

(43)

t8时刻避雷器动作，电流开始全部转移到避雷器上，系统电流快速下降到0 A，完成高压直流电路短路故障的分断任务。

3 仿真分析

基于Matlab/Simulink搭建无弧直流断路器的仿真模型。本文是以10 kV/3 kA直流系统接地短路作为仿真模型，仿真参数见表1。系统在5 ms时发生短路，短路电流以20 A/μs快速上升。当系统短路电流达到6 kA时，断路器的晶闸管VT1、VT2被触发导通，预充电电容C开始向断路器高速机械开关注入反向冲击电流。

混合型断路器的仿真分析分为三个阶段：①高速机械开关无弧打开阶段；②预充电电容反向充电阶段；③金属氧化物避雷器动作完成分断任务阶段。

1)高速机械开关无弧打开阶段。

如图3所示，系统短路后短路电流快速上升，5.151 ms时达到断路器动作电流6 kA，触发晶闸管VT1、VT2导通，并驱动高速机械开关Q分断。约49 μs后机械开关上的电流iQ被迫下降为0 A，此时机械开关两端的电压uQ和电流iQ都为零，机械开关在电流为零的50 μs后产生断口。由图4可知，机械开关产生断口以后两触头间没有出现较大的反向恢复电压，同时断口两端的电压uQ在230 μs内都为0 V，这样给高速机械开关两端触头提供足够长无弧打开的时间。

表1 仿真模型参数

图3 高速机械开关无弧打开阶段电流波形Fig.3 High speed mechanical switch arc-less opening current waveforms

图4 高速机械开关无弧打开阶段电压波形Fig.4 High speed mechanical switch arc-less opening voltage waveforms

2)预充电电容反向充电阶段。

如图5、图6所示，预充电电容C在5.36 ms时电压为0 V，晶闸管VT1、VT2的电流iVT1、iVT2开始下降且iVT1下降速度大于iVT2下降速度，电容C开始反向充电。随着电容C反向电压的增大，二极管VD1上的电流随之减小，在5.482 ms时电流下降为0 A，并且该二极管两端电压由0 V变成3.82 kV且缓慢上升，晶闸管VT2上的电流停止下降保持不变，晶闸管VT1的电流继续下降。电容C反向电压在5.593 ms时达到最大。

图5 预充电电容反向充电阶段电流波形Fig.5 Prechargestage reverse charge capacitor current waveforms

图6 预充电电容反向充电阶段电压波形Fig.6 Precharge stage reverse charge capacitor voltage waveforms

3)金属氧化物避雷器动作完成分断任务阶段。

如图7所示，预充电电容C达到反向最大值以后，触发晶闸管VT3导通，电容C开始反向放电。5.761 ms时，电容C反向放电结束，开始正向充电。如图8所示，二极管VD1的电流在5.874 ms时下降为0 A，此时系统电流iS开始缓慢下降。在6.145 ms时电容C正向充电达到避雷器动作阈值电压12 kV时，系统电流iS开始快速下降。系统电流iS在8.291 ms时下降为0 A，断路器完成系统电流分断任务。

图7 MOV动作完成分断任务阶段电压波形Fig.7 MOV action breaking task completion stage voltage waveforms

图8 MOV动作完成分断任务阶段电流波形Fig.8 MOV action breaking task completion stage current waveforms

经过仿真可知，该仿真模型的系统电容C电压最低为2 075 V即可完成分断任务。考虑留有一定余量，电容C电压低于2.5 kV时，触发晶闸管VT4导通，开始充电。如图9所示，电容C从10 ms开始充电，18 ms充电完成。系统电源以及电路中的电感的作用下，电容C电压达到14 kV。如图10所示，电容C充电阶段，负载电压波动小于±5%，符合电能质量要求。

图9 预充电电容充电时电压波形Fig.9 Voltage waveform of the charging time of the precharge capacitor

图10 预充电电容充电时负载电压波形Fig.10 The load voltage waveform during the charging of the precharge capacitor

4 结论

本文提出了一种三阶段电流转移混合型无弧直流断路器拓扑结构，可用于直流电网中。根据断路器各阶段的工作原理图，对每个阶段的临界时刻进行数学分析，并通过Matlab/Simulink建立的仿真模型得到三个阶段的仿真波形，得到如下结论:

1)在高速机械开关反向并联了续流二极管，使得传统强迫换流原理的混合型断路器机械开关电流过零以后两触头间的距离有足够的零电压拉大时间从而触头可以无弧打开。同时，触头两端打开以后没有产生较大的反向恢复电压，避免触头间二次燃弧。

2)经过三个阶段电流转移，断路器具有给自身预充电电容充电的能力，在一定程度上减少了能源的浪费。

3)通过仿真波形可以看出，该拓扑结构分断能力强，分断的速度较快。

针对断路器模型进行了Matlab/Simulink仿真，采用10 kV/3 kA的直流电源并对其进行接地短路。仿真结果与数学分析结果一致，说明所提断路器拓扑结构方案有效、可行。根据现行高速机械开关以及各元器件的参数，调节拓扑结构中的电感、电容参数来满足现实应用需要。

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(编辑 于玲玲)

Hybrid Arc-Less DC Circuit Breaker Based on Three Stage Current Commutation

ZhangGuojunSongFeifanLiShaomingDaiGuoyin

(Electrical Engineering and Automation Department of Liaoning Technical University Huludao 125105 China)

In order to solve the switching problem in HVDC circuits，a novel topology structure of arc-less DC breaker is proposed.High-speed mechanical switches generates strong reversal voltage at the moment of disconnecting phase and additional charging is needed for the pre-charging capacitor.To avoid the limitation of the traditional hybrid breaks，we proposed the three-stage current commutation design.We also developed the equivalent mathematical model of the topology structure to analyze the critical commutation moments of several working-phases to obtain the correctness proof.The results show that the new DC breaker ensures arc-less disconnection of mechanical switches and speed up the disconnection.

Arc-less DC breaker，topology structure，hybrid circuit breaker，three stage current commutation，break time

2016-03-15 改稿日期2016-06-16

TM561

张国军 男，1960年生，教授，硕士生导师，研究方向为高压直流输电及其关键设备。

E-mail：zhangguojun_305@163.com

宋飞凡 男，1989年生，硕士研究生，研究方向为高压直流输电及其关键设备。

E-mail：654316608@qq.com(通信作者)