具有限流功能的改进型电容换流式直流断路器

2021-08-20樊艳芳

科学技术与工程 2021年21期

孙瑶，樊艳芳*, 马健

(1.新疆大学电气工程学院，乌鲁木齐 830047；2.国网新疆电力有限公司电力科学研究院，乌鲁木齐 830011)

基于由绝缘栅双极型晶体管(insulated gate bipolar transistor, IGBT)组成的电压源型换流器的高压直流输电(voltage source converter based high voltage direct current，VSC-HVDC)具有功率控制灵活、便于可再生能源大规模并网的优点[1-3]。直流输电系统阻尼小，发生线路故障时，故障电流可瞬间上升至很高的峰值，且故障电流无法自然过零点，这使直流故障迅速隔离成为难点[4-5]。为保障直流电网安全稳定运行，如何快速有效地切除直流故障成为构建HVDC网络的主要挑战之一。

目前直流工程上处理故障的方法有3种：换流站自清除技术[6-9]、交流断路器技术、直流断路器技术。直流断路器能够快速有选择地切除直流电网中的线路故障，并保持非故障部分正常运行，是直流系统最有前景的故障清除方法。

混合式直流断路器[10-12](hybrid high voltage DC circuit breaker)具备关断电流大、动作速度快、运行成本低、可靠性高、通断能力强等优点，成为目前高压直流断路器发展的主要趋势。

文献[13]介绍了ABB公司研制的世界上首台混合式高压直流断路器，由辅助开关支路、换流支路和避雷器吸能支路组成，具有运行损耗低、切断速度快的特点，但其结构含有大量IGBT，制造成本高。文献[14]提出一种混合式高压直流断路器拓扑，将两个不同方向IGBT并联，保证直流断路器双向导通，与传统ABB公司断路器相比，节省了IGBT数量，但仍有大量IGBT同时使用，增加了其动态均压的难度，对电力电子器件依赖性过高，难以应用于现实电网中。文献[15]提出一种强制换流型混合式直流断路器，其主支路不含可控型电力电子器件，能够保证半导体门极电源失电时也能正常工作，使断路器的可靠性得到有效提高，但除主支路外仍大量使用IGBT器件，造价高。文献[16]提出3种电容型直流断路器，利用电容阻断电流的同时储存电路剩余能量，避免使用避雷器吸能，但大容量电容成本过高，电容中能量未及时释放，不利于断路器及时重合闸。

考虑到直流故障电流上升速度快，工程上一般使用感性限流，即将电抗器安装在线路上[17]，可有效抑制故障电流上升率。在此基础上，具有故障限流能力的断路器可以保证线路正常运行，对维护电网稳定性具有重要意义。文献[18]在系统直流线路故障下分析高压直流断路器承受的电流水平，提出限流电感等参数的选取原则，对限流式高压直流断路器中参数的选择提供了依据。文献[19]提出一种限流式混合直流断路器，不具备双向导通能力，且将限流电路直接放到线路中，不利于电网稳定运行。文献[20]提出一种限流式直流断路器，将限流电感与断流支路结合，在故障发生后与断路器一起参与运行，是一种合理的故障隔离手段。

综上所述，目前高压直流断路器普遍存在能量耗散、故障限流、快速性和成本制造等方面的缺陷。现基于现有电容换流式断路器的设计理念[16]，结合电感限流和电容储能的特性，提出一种具有限流功能的改进型电容换流式高压直流断路器拓扑结构。基于所提断路器拓扑，针对直流线路短路故障，利用PSCAD/ETDMC软件建模仿真。将断路器方案与现存两种典型断路器进行比较，验证其性能及成本优化的有效性。

1 拓扑结构及工作原理

1.1 拓扑结构

所提高压直流断路器拓扑如图1所示。

idc为线路电流；D1～D4为二级管桥；D5、D6为电容换流模块二极管；D7、D8为IGBT反并联二极管；LL为限流电抗；RL为限流电阻；UDC为直流电源；Cp为电容；RC为电容支路电阻；K为机械开关；ia为电容换流支路电流；ic为主导通支路电流；id为避雷器支路电流；T1、T2为电容换流模块IGBT；Ra为电容泄能电阻；MOV为金属氧化物避雷器

由图1可知，该断路器主要由4个部分组成，即限流单元、辅助开关、电容换流单元和避雷器吸能单元。目前限流式断路器大多将限流部分与分断部分结合在一起实现限流，将限流单元与分断部分串联，使其达到限流效果的同时，满足系统受到小扰动后限流部分能够单独限流，防止断路器误动；故障发生后限流部分与分断部分配合，使故障电流在可控范围内被切除，由此对断路器的设计要求有所降低，同时断路器的使用寿命得到提高。

具体各部分结构和功能介绍如下：

(1)系统稳定运行时，电流流经机械开关K和辅助开关(主流通支路)，故障发生后辅助开关接到动作指令断开，电流转移到电容换流单元，机械开关在电流转移之后断开，防止主流通支路有剩余电流，其开断时间一般在2 ms左右。

(2)限流单元由一个H型二极管桥(D1～D2)、一个限流电抗LL、一个限流电阻RL和一个直流电源UDC组成。传统桥式固态限流电路中电抗只能限制故障电流上升率，增加的电阻RL有效限制故障电流幅值。正常运行时电抗支路对外不呈现阻抗，故障发生后LL和RL接入线路中进行限流。

(3)设置与机械开关K串联的辅助开关。参照ABB公司模型[21]，保证断路器的双向导通和切断故障能力，其由两个反向串联IGBT构成，每个IGBT上反并联二极管防止IGBT被反向电压击穿。

(4)电容换流单元在增强型半桥子模块的基础上进行改进。并联电容Cp起到缓冲电压的作用，减少电力电子器件同时启动和均压问题；增加电阻RC限制转移到吸能支路的电流大小，减少避雷器吸能，让避雷器尽快投入运行，延长其使用寿命，在缩短故障清除时间的同时降低断路器成本。设置吸能电阻Ra与电容并联，故障清除后有效吸收电容中存储的能量。

(5)避雷器吸能单元由金属氧化物电阻(一般为氧化锌)构成，电容换流单元中的电容电压达到避雷器额定电压后，避雷器动作，防止过电压，吸收电路剩余能量。

1.2 工作原理

限流单元运行工作原理如图2所示。

图2 限流单元运行原理图

由图2可知，限流单元配备直流电源，电抗支路电流iL由直流电源提供，忽略电抗电阻和二极管导通电阻，电抗支路电流可表示为

(1)

式(1)中：UDC为电抗支路电源电压，kV；RL为电抗支路限流电阻，Ω。

根据基尔霍夫定律可知，D1～D4全部处于导通状态时，电流关系如式(2)所示。

(2)

式(2)中：idc为线路电流，kA；iD1～iD4为二极管D1～D4的电流，kA。

桥式电路具有式(3)所示性质，即

(3)

由式(2)和式(3)可得

(4)

线路正常运行时，D1～D4全部处于导通状态，iL>idc且iL的值恒定，记为ILset。忽略二极管导通压降，限流单元两端电压为0，中间限流支路对电流idc不表现任何阻抗，因此线路正常运行时不用考虑电抗过大导致的稳定性问题。

线路故障发生后，直流电流快速上升。当故障电流idc超过ILset时，iD2=iD3<0，由于二极管的单向导通特性，D2、D3截止，LL和RL投入运行，限制故障电流上升。线路电流反向时工作原理相同。通过上述分析，设置合理的UDC和RL满足线路正常运行时ILset>idc，故障发生时ILset

断路器各个阶段电流流向如图3所示。

图3 高压直流断路器各阶段电流流向图

阶段1：系统处于正常运行阶段，电流流经主流通支路。

阶段2：故障电流逐渐上升，限流单元参与故障限流。线路保护装置检测到故障发生后直流断路器开始动作(t1时刻)，电容换流单元T1、T2闭合，断路器中辅助开关断开，经过一段时间后电流转移到电容换流支路，待电流转移完毕，主流通支路机械开关K断开(t2时刻)。

该阶段等效电路图如图4所示。

图4 阶段2等效电路图

(5)

式(5)中：Udc为直流电压源电压，kV；Req为线路等效电阻，Ω；LL为限流电抗和线路电抗，mH。

直流断路器辅助开关断开时，idc(0)=idc(0+)=idc(0-)=idc(t1)，即

(6)

限流单元桥臂耐受电压UL取决于LL和RL的压降，即

(7)

该阶段故障电流处于上升阶段，电流达到峰值且上升速度最快，所以此时限流单元电压最大。

阶段3：t3时刻电容换流单元中的IGBT断开，电容投入运行，故障电流给电容充电，流经电容Cp和电阻RC，此时等效电路如图5所示。

图5 阶段3等效电路图

电容投入运行后电路方程为

(8)

(9)

其中电容初始电压和此时线路的初始电流分别为

(10)

所以

(11)

(12)

式(11)中各参数为

(13)

由式(11)～式(13)可知，iL和RL会影响故障电流的大小，从而影响电容电压达到避雷器动作电压的时间；电容值越大，电流从电容换流单元转移至避雷器支路的时间越长。电容支路的电阻RC虽增加了电容充电时间，但分担了电容电压，限制了转移到避雷器支路电流幅值，有利于避雷器快速吸收能量缩短故障清除时间，与此同时减少避雷器吸能，一定程度上延长避雷器使用寿命。

阶段4：t4时刻电容电压达到避雷器钳位电压，故障电流转移到避雷器支路，避雷器动作，产生反向电压迫使电流下降，设避雷器动作电圧为Umov，由于避雷器吸收的大部分能量由限流电抗和线路电抗提供，所以Umov可表示为

(14)

则故障电流idc可以表示为

(15)

故障电流清除时间为

(16)

当电流下降到正常电流水平后，限流电抗退出运行，实际故障清除时间Tcle

2 断路器参数设计

直流系统线路故障一般分为单极接地和极间短路故障，故障发生后，通过断开相应断路器切除故障。重点探讨断路器的切断性能，故将直流输电系统简化。如图6所示，其中Udc为直流电压，额定电压为320 kV，额定电流为5 kA。避雷器的额定电压Um为300 kV，动作电压Umov为600 kV。

图6 直流断路器等效电路图

设置t0时刻故障发生，t1时刻断路器开始动作。为保证直流线路故障后限流单迅速元参与限流，设置ILset=1.05IdcN，即

(17)

式(17)中：IdcN为系统额定电流，kA。

根据320 kV直流系统的限流要求，保持电容不变，设置不同电抗值，观察故障电流给电容充电前故障电流上升率didc/dt和辅助开关断开瞬间故障电流幅值的变化。仿真结果如图7所示。

由图7可知，电感值为0时，didc/dt=4 kA/ms。限流电抗值越大，故障电流上升率越小，辅助开关断开瞬间故障电流越小。

图7 不同限流电抗下电流波形

目前直流系统从检测故障发生到断路器接收到动作指令大约需要3 ms[22]。为防止换流器闭锁，保证断路器辅助开关断开最大电流小于正常导通电流的2倍，即

(18)

代入式(6)可得

1.85 kA/ms

(19)

此外，LL的值影响限流单元桥臂电压，为承受过高的桥臂电压，需要串联大量二极管，不利于断路器的经济性。桥臂电压应不超过系统额定电压即UL≤UdcN，代入式(7)可得

(20)

式(19)和式(20)分别对应LL的最小值和最大值，结合图7，选取限流电抗的值为120 mH，此时didc/dt=1.55 kA/ms，辅助开关断开瞬间幅值为9.89 kA。

系统正常运行时，限流单元中二极管一直处于导通状态，故障发生后其中两个二极管桥臂关断。因此限流单元的损耗主要为二极管的通态损耗，对于D1、D4所在桥臂，其功率损耗可表示为

(21)

对于D2、D3所在桥臂，其功率损耗可表示为

Pdloss23=(ILset-IdcN)2Rd

(22)

式(22)中：Rd为二极管等效电阻。

(23)

式(23)中：ns、np分别为二极管串联和并联数量，个；rd为二极管通态电阻，Ω。

可以得出二极管通态损耗率为

(24)

电容换流单元中的T1关断后，故障电流给电容充电，电容值影响电容电压达到Umov的时间。在电流转移过程中，机械开关可能处于正在断开的阶段，电容电压由机械开关和辅助开关IGBT共同承担，机械开关电弧击穿电压Ub可近似看成与间隙长度d成正比关系，表示为Ub=k0.5d，IGBT承受最大电压为UIGBT。选择二极管的型号为5SDD40H4000，其额定参数4 kV/4.1 kA，IGBT的额定参数为4.5 kV/3 kA,其短时间承受最大电流为5.2 kA[23]。工程上一般要求断路器的开断时间在3～5 ms，这里的开断时间定义为辅助开关断开到故障电流衰减到0所需要的时间。所以Cp的约束条件为

(25)

式(25)中：URC为电容换流单元电阻，Ω。

代入式(11)可得

(26)

以上约束条件算出Cp有效范围为20～45 μF，根据不同的电容值仿真可得避雷器动作时间和避雷器吸能效果如图8所示。

图8 不同电容值下各参数波形

通过避雷器支路电流波形和避雷器吸能波形可以看出，合理范围内时Cp越小，电容电压达到Umov越快，避雷器动作越早，从而减少故障处理时间。同时，Cp越小，避雷器支路的电流峰值越大，从而导致避雷器吸收能量较高。

3 开断故障电流仿真及性能对比

设置断路器2 s时发生故障，2.003 s时断路器接收到系统指令开始动作。

3.1 限流单元仿真验证

限流单元在故障发生后62.5 μs参与故障限流，可近似为限流支路在故障发生后立即接入限流。为验证限流单元作用，单独对限流单元进行仿真验证。仿真波形如图9所示。

图9 限流单元仿真波形

限流单元运行情况与理论分析相符。从图9可以看出，当idc=ILset时限流支路参与限流，D2、D3截止，iL=iD1=iD4，待故障电流转移至避雷器支路使idc

3.2 电容换流单元优化仿真验证

对电容换流单元进行仿真，将传统模块与增加RC优化后的模块进行仿真对比，验证其性能的优化效果，具体波形如图10所示。

图10 电容换流单元仿真波形

辅助开关支路IGBT断开后电流转移到电容换流单元。由图10可以看出，与传统电容充电模块相比，优化后的模块电容充电时间长1.5 ms，流入避雷器电流降低3.7 kA，避雷器提前0.5 ms投入运行，吸收能量减少1.5 MJ，故障切除时间提前0.8 ms。

3.3 断路器仿真验证

依照图6所示拓扑对所提断路器进行建模，仿真所得其响应情况如图11所示。

图11 断路器仿真波形

系统正常运行时电流为5 kA，限流电感支路电流为5.25 kA，iD1=iD4，iD2=iD3，二极管共同分担限流电感支路电流。2 s时故障发生，故障电流上升，二极管D2、D3截止，限流电感投入运行，3 ms后系统发出断路器动作指令，辅助开关支路IGBT断开，其支路电流下降。电流换流到电容换流单元中，电流先流过T1和D8，待辅助开关支路电流完全转移到电容换流单元后，T1关断，故障电流给电容充电。当电容电压达到避雷器动作电压后，电流换流至避雷器支路，该支路电流上升，总体故障电流开始衰减。待电流衰减至5.25 kA时，限流单元中二极管D2、D3开始导通，iD2逐渐上升，最后故障电流在2.0074 s时衰减至0，限流单元中两条二极管支路平分限流电感支路电流。避雷器将断路器电压钳位在其残压值。

3.4 性能对比

从断路器性能方面，将本文方案与传统ABB公司断路器和文献[20]中的限流式高压直流断路器进行综合比较。将3个方案同时置于320 kV系统中，在限流电抗值相同和避雷器电压等级相同的条件下进行比较。

断路器动作情况如图12所示。

图12 3种断路器性能对比

本文方案中电流转移到电容换流单元后，电容充电起到缓冲电压的效果，电阻RC限制电流幅值以至于电流不会过高时电容电压达到避雷器动作电压，同时又能保证切断速度。其他两个方案断路器表现为故障电流达到一定要求后通过换流支路中的IGBT直接切断使电压达到动作值，电流峰值相对较高，故障切除的时间长。通过比较，验证了本文方案在限流和减少故障清除时间方面的有效性。

成本方面，按照上文提到本文方案所采用二极管和IGBT类型计算得出所需电力电子器件数量如表1所示。

表1 3种方案使用器件数量对比

对比3种方案可以看出，ABB方案限流能力有限，电流幅值最大且为实现双向分断，主分断支路IGBT数量是其他方案的2倍，共计2 148个IGBT。文献[20]方案中的限流装置是在故障电流转移到主分断支路后进行故障限流，因此辅助开关所需关断电流幅值较高，导致辅助开关IGBT数量较多，共计需1 344个IGBT。本文方案在故障发生后限流部分可以迅速投入运行限制电流峰值，大幅减少IGBT数量，只需896个IGBT。与ABB方案和文献[20]方案对比，本文方案采用桥式限流单元，在故障电流上升期间二极管承担LL和RL的压降，需要考虑串并联二极管的数量，本文方案使用二极管数量总计600个。目前二极管造价低且已广泛应用于高压直流输电系统中。

在功率损耗方面，本文所选二极管的通态电阻rd为0.109 mΩ,代入式(24)可算出二极管的通态损耗率为0.084%。相比于系统正常运行损耗，二极管通态损耗极小。

在避雷器耗能方面，3种方案的对比如图13所示。

图13 3种断路器避雷器吸能对比

文献[20]所提断路器中直接将避雷器并联在主分断IGBT支路，无明显降低避雷器吸能的效果，耗能12.8 MJ；ABB公司断路器采用分步式投入避雷器，一定程度减少单个避雷器吸能，避雷器加起来总耗能17 MJ；本文方案存在电容换流单元，RC限制流入避雷器电流，降低避雷器的吸能要求，耗能6 MJ。综上，本文所提方案在成本方面具有显著优势。