集成潮流调节功能的多端口直流断路器及其控制研究

丁 超，郭心铭，许 烽，裘 鹏，陆 翌

（1.国网浙江省电力有限公司电力科学研究院，杭州 310014；2.中国科学院电工研究所，北京 100190；3.中国科学院大学，北京 100049）

0 引言

直流电网是高压直流输电的一种形式，具有换流站数量少［1］、系统容量大、对可再生能源波动的抑制能力强［2］等特点。但直流电网传输线较多，需要大规模应用直流断路器，增加了成本和损耗，降低了直流电网的经济性。由于直流电网电流有多个传输路径，当n节点直流电网传输路径大于n-1 时，即存在一些支路的电流不受控制，仅由线路阻抗和端口电压决定，带来了传输瓶颈、线路过流等问题［3］，进一步减弱了直流电网的可靠性。因此，在进行直流系统设计时需同时考虑以下两点：一是网状系统的线路潮流解耦问题；二是额外增加多个故障隔离装置所带来的系统损耗与成本增加的问题。

为解决第一个问题，即直流潮流控制的问题，研究人员提出CFC（电流潮流控制器），是一种高效、小体积的直流潮流调节装置。由于直流线路阻抗较小，串联进直流线路的电容电压只需要系统电压的百分之一即可大幅度地调节电流［4］。在已有的研究中，全桥CFC 以较高的自由度、冗余度获得了较好的控制效果［5-7］，但应用在直流电网时，随着需要调节的支线增多，全桥CFC 的器件数量成倍上升。半桥CFC 可以利用较少的器件实现同样的功能，但半桥CFC 存在控制耦合，设计较为复杂［8］。

针对第二个问题，集成化是降低设备成本与损耗的主要方法，多端直流断路器由于共用MB（主断路器）支路，在端数较多的场景下可以有效降低成本［9］。当系统中串联电力电子设备较多时，损耗也是不可忽略的问题。由于多端直流断路器与潮流控制器结构上具有一定的相似与重合，进一步提高集成度，有助于减小损耗与成本。文献［10-11］采用分立式的直流断路器结合全桥CFC，有利于多端拓展，但由于采用双向MB 结构，成本较高。文献［12］提出一种三端CFC，采用单向MB 结构，但受限于MB 结构分散，成本依然较高。文献［13］将多端直流断路器部分LCS（负荷转移开关）用全桥CFC 代替，同时多端共用单向MB，节省了成本，但该断路器需要较多的机械开关，稳定性不高。文献［14］提出一种基于二极管桥的结构，减少了机械开关数量。

以上结构采用全桥CFC，在实际运行中存在冗余状态，增加了开关损耗与成本。而半桥CFC的控制逻辑较为复杂，限制了其多端化拓展。目前已有的半桥CFC 控制方式有查表法［15］和逻辑运算法［16］，这两种方法的工程实现较复杂。文献［8］提出的滞环方法实现简单，但电容电压存在较大波动。上述控制方法局限于两条线路的潮流分配。文献［17］创新性地提出一种载波移相的控制方式，可以单独控制n-1 条线路电流，但该方式仅采用电流控制，电容电压是随着工况变化的。故障电流的转移需要一定的转移电压［18］，如果采用文献［17］控制方式，将半桥CFC 直接与多直流断路器结合，可能存在故障电流转移失败的问题。

针对上述问题，本文结合半桥CFC 与HCB（混合式直流断路器）的特点，提出一种CFCHCB（具有潮流调节能力的直流断路器）结构，相比于其他已有的设计，其具有开关元器件少、经济性强的特点。依据两者融合后的运行特性，计算拓扑主要参数，并根据直流断路器多支路转化对CFC电容电压的固定取值需求，改进半桥CFC的调制方式与控制目标。

1 CFC-HCB的工作原理

n端CFC-HCB 的结构如图1 所示，端口1 接入直流母线（DC bus），端口2 至端口n接入直流支线，每条支路都配备UFD（超快速机械开关）与RCB（残余电流开关），除去直流母线，直流支线需配备限流电感。每条线路连接一个半桥Tak-Tbk〔Tak和Tbk均为IGBT（绝缘栅双极型晶体管），k=1，2，…，n〕，与电容C一起构成CFC潮流调节部分。MB 支路包含串联IGBT、MOV（氧化锌避雷器），与二极管桥Dk（k=1，2，…，n）一起完成故障分断功能。为了便于分析，指定直流母线上的电流为I1，正方向为流向CFC-HCB；指定直流支线Linek（k=2，…，n）电流为Ik，正方向为流出CFC-HCB。

图1 CFC-HCB的基本结构

1.1 故障阻断模式

以线路2为例，发生故障后的故障阻断过程如图2所示。线路2的电流迅速流向短路点，直流母线与其他直流支路电流通过上桥臂流入线路2，如图2（a）所示。当主保护检测到短路故障后，即闭锁故障桥臂上的Ta2 与Tb2，以及非故障线路的下桥臂的Tb1、Tb3、…、Tbn，同时导通非故障线路的上桥臂的Ta1、Ta3、…、Tan与MB支路，此时潮流控制部分的电容会迫使电流由Ta1/Tan-CTb2-UFD2 回路转移至Ta1/Tan-MB-D2 回路，此时电流流经Tb2 的反并联二极管，如图2（b）所示。UFD2 的断开需要一定的时间，这段时间短路电流会持续流经Ta1/Tan-MB-D2 支路。当检测到机械开关分断完毕后，MB分断，此时电流转移至Ta1/Tan-MOV-D2 支路，如图2（c）所示。电流开始下降，直至维持在MOV漏电流等级。此时断开RCB2，漏电流去除，完成故障阻断。同时CFC-HCB 中非故障线路对应的半桥启动，线路电流重新分配，如图2（d）所示。

图2 故障阻断过程

1.2 双向负荷电流分断

在输电线两端均配置CFC-HCB 或直流断路器的前提下，如果需要分断流入CFC-HCB 的负荷电流，可分两种情况：一种是分断线路电流，负荷电流流入CFC-HCB 的一个节点意味着从另一个CFC-HCB 的节点流出，通过两个CFCHCB 之间的通信，使得流出CFC-HCB 负荷电流分断，之后再断开本节点的CFC-HCB机械开关，完成线路分断；另一种情况是直流母线负荷电流分断，即电流从换流站流入CFC-HCB 的情况，非故障条件下跳开换流站交流侧的交流断路器即可完成负荷电流分断。

1.3 重合闸模式

重合闸控制首先需要判断故障是否已清除。对于长距离输电线路，可以通过MB 支路注入一个电压脉冲，观测反射时间与反射波形来判断故障是否清除。对于短距离输电，可以采用文献［19］提到的残余电压法，如图3所示。这种方法需保证线路两端均为换流站，且换流站出口均有断路器，在两端断路器均分断的情况下，线路中应无负载，所以短路电阻为唯一回路。在故障线路末端放置一个电压探头，同时闭合RCB2，由于MOV 存在残余电流，如果故障线路为永久故障，则线路电压会一直维持在较低水平。若故障线路为短时故障，故障清除后，漏电流会使得直流线路逐渐建立电压，当超过一定阈值后，即判断故障清除，可以重合闸。此时导通MB 支路，进一步判断故障情况，若残余电流法出现误判，则需再次关断MB。若直流电压建立完整，则可以继续闭合UFD2，等待机械开关完全闭合，导通Ta2，同时闭锁MB，完成重合闸。

图3 重合闸条件检测过程

1.4 潮流控制模式

与全桥CFC不同的是，半桥CFC虽然节省了开关管，但控制上存在耦合。传统控制方法在三端潮流控制器中可以通过穷举开关状态来控制电容充放电与电流调节。然而随着直流端数的增加，状态组合数呈指数级增长，逐一分析开关状态组合非常复杂。为了解决该问题，本节从电容接入的角度分析开关状态。

将每条线路对应的半桥与电容状态联合分析。首先定义断路器的出口为电流的正方向，沿正方向电流为正，反向为负。如图4所示：当半桥上桥臂工作时，电容沿正方向接入线路，线路电流沿正方向增大或沿反方向减小，电流的变化方向都为正；同理，半桥下桥臂工作时，电流沿正方向减小或沿反方向增大，电流的变化方向都为负。

图4 电容接入方式

定义开关函数Sc与Sk，分别表示连接变流器与直流线路的桥臂状态：CFC运行工况见表1。

表1 CFC运行工况

由表1可以看出，电流增减方向只与桥臂组合状态有关而与电流方向无关，即由电容的接入方向决定。因此，以直流母线为电压基准，通过这两种作用的电压组合就可以完成各条线路电流的独立调节。

2 CFC-HCB的潮流控制方法

根据对潮流控制器的状态分析，结合多端直流断路器的特点，提出潮流控制的新方法。由文献［18］可知，直流断路器工作时，需要LCS（负荷电流开关）承受一定的转移电压才能顺利将故障电流转移至MB 支路中。由图4（a）可知，在CFCHCB 中，电容承担主要的转移电压，而一些已有的半桥CFC 控制方法采用电容电压与线路电流串联控制，不能保证电容电压恒定［18］，因此需要设计一种适用于CFC-HCB的电容控制方法。

从表1可以看出，电容的充放电取决于I1与Sc的状态：当I1>0 且Sc=1 时，电容充电或旁路；当I1>0 且Sc=0 时，电容放电或旁路。可以认为在电流I1方向确定时，Sc决定电容的充放电回路。但电流独立调节使得电容的充放电不一定平衡，导致电容稳态电压的变化，因此需要额外的一条平衡线路桥臂，始终与直流母线桥臂互补平衡电容电荷。

电压控制框图如图5 所示，其中：Uc为电容电压；Uc_ref为电容电压参考值；Ic为母线电流；Dc为电压控制环输出占空比，电容电荷不足或过剩的部分就由该调制方式平衡。平衡线路的电流不需要闭环控制，由基尔霍夫电流定律即可自然平衡。在调节支路电流时，以I1>0为例，若电流沿正方向增大，则需要满足两个条件：Sk在Sc=1时状态为“1”，即电容保持旁路状态；Sk在Sc=0 时状态为“0”或“1”，电容保持旁路状态或放电状态。同时满足这两个条件，支路电流才会上升。通过母线连接半桥与支线连接半桥共用载波，同时调节该线路电流控制器的占空比输出Dk>Dc，即可产生该调制效果。

图5 电压控制框图

电流控制的调制方式如图6 所示。共用载波后，Sm为电流增大的线路开关函数（对应占空比为Dm），Sn为电流减小的线路（对应占空比为Dn）。在红色区域，电容沿正方向接入线路，对线路放电，线路电流上升；在蓝色区域，电容沿反方向接入线路，从线路取电，线路电流下降；在其他无色区域，线路均保持旁路状态。

图6 电流控制的调制方式

基于图6的调制方式，得到电容接入线路的逻辑关系Fc，即Sc异或Sk：

可以看出，通过电容对线路的充电与放电不会同时发生，两种电压状态分布在Sc变化沿的两侧。Dk与Dc的差距越大，电容接入的时间越长，调节效果越强。CFC控制逻辑见表2。

表2 CFC控制逻辑

由表2可知，控制器输出与电流改变方向是一致的，因此在设计控制器时无需像传统控制器那样判断电流方向。电流控制框图如图7所示，其中Ik_ref为线路参考电流。需要注意的是，这种控制方式应规定电流的正方向，一般以CFC-HCB 电流出口方向为正方向，与正方向相同的电流为正，相反为负。

图7 电流控制框图

当系统结构发生变化，如控制电容电压的母线退出运行，需要根据线路潮流情况调整控制策略，确定可控线路数量后，将某条线路由电流控制模式切换为电容电压控制模式，以保证电容电压稳定。

3 CFC-HCB参数计算

3.1 电容参数计算

当线路发生接地短路故障时，首先受到影响的是潮流控制中的电容C，在故障识别时间t0—t1内，电容可能处于对线路放电或充电，考虑到电容充电对电容的威胁较大，因此分析其中最坏的一种情况。以线路2 短路为例，如图2（a）所示，此时电容的充电电流等于短路电流。电容的电压变化为：

式中：t为时间。

式（4）表明在设计潮流控制所用的电容时需要考虑短路带来的电容耐压问题。i2（t）的表达式比较复杂，与传输线的参数及短路过渡电阻有关，考虑最极端的情况，即断路器出口短路，则i2（t）可近似表示为：

式中：Leq为换流站等效电感与断路器出口限流电感的总和；Udc为直流额定电压。

在t0—t1这段时间内，CFC-HCB 需要完成电流的转移。由于MB 支路与转移支路由大量的IGBT 与二极管构成，这些器件带来了导通电阻Ron与寄生电感Lst，由图2（b）得到的等效转移电路如图8 所示，其中IUFD2为机械开关2 的电流，Usat为MB支路与二极管支路的导通压降。

图8 等效转移过程电路

由图8 可知，若电流从电容转移至MB 支路，则Uc至少要大于MB 支路与二极管支路的导通压降Usat，即：

同时，为了加快转移电流的过程，则需要更高的电容电压以克服支路的寄生电感Lsr引起的电流转移延迟，即：

由于电流转移过程时间非常短暂，可以近似认为电容电压不变，由式（7）可以计算出最大转移时间为：

由式（8）可以看出，电流转移时间由转移支路寄生电感及此刻的故障电流决定，通过调节电容电压可以改善该过程。

为了进一步计算出电容值，分析电容充放电过程，根据电容电荷守恒可得：

式中：T为开关周期；为每条支路的平均电流。

式（9）第一部分为电容平衡部分，即电容电压控制效果，第二部分为各线路对电容的充放电效应，在一个周期T内，整个电容平衡方程需要平衡。通过式（9）可以计算出电容纹波：

式中：f为开关频率；m为电流沿正方向减小的传输线数量。可以看出电容的纹波电容容值占主导，占空比和传输电流大小也起到关键作用。在实际工程中，式（11）通过不等式缩放条件，可近似表示出电容、频率与电容纹波的取值关系。

3.2 潮流调节能力计算

为了分析潮流控制部分的电流调节能力，需要计算潮流控制的简化外电路方程，根据基尔霍夫电压方程可得：

式中：U1为母线端口电压；Uk为每条支路端口电压；为电容的平均电压；Rk为每条线路等效电阻。

近似认为端电压不变，对式（12）两边取差分可得：

式（14）为某一端的电流可变化范围，即潮流控制的最大调节范围，实际上该范围只是用于计算出电容电压的最大值，实际调节过程中会留有一定裕量。

4 方案对比

本节以N端应用为例，对不同的集成拓扑进行比较，以证明本文所提拓扑的优势。目前已有的CFC-HCB方案的经济性对比见表3，其中：Ur为MOV 动作电压，设为1.5 倍直流母线电压；UCES为单个IGBT耐压；UD为单个二极管耐压。

表3 不同CFC-HCB方案的经济性对比

可以看出：分立式方案具有较多MB 结构，造成IGBT 数量成倍增长；文献［12-14］方案采用二极管桥式结构，解决了MB 多路复用的问题；本文所提出的CFC-HCB 保留了这一优势，该结构的另一个优点是CFC/LCS 的MOV较少，所有桥臂可以共用一个MOV。

这些方案的损耗由LCS/CFC结构决定。文献［13-14］方案采用的主回路复用方式是全桥IGBT代替反串联IGBT，与分立式方案相比有一定优势，但不及文献［12］方案。这些方案的电流每次需要流经4个开关管，损耗较高。本文提出方案的潮流调节部分采用半桥结构，导通损耗可以降低一半。

与其他拓扑结构相比，在相同的系统电压和电流水平下，本文提出方案的损耗和成本最小。

5 仿真验证

5.1 仿真环境

为验证本文所提CFC-HCB 的功能，应用MATLAB/Simulink 搭建四端柔性直流输电系统，如图9 所示，其中：Ic1、Ic2、Ic3、Ic4为各换流站流出电流，I12、I13、I14、I23、I43为各换流站间线路电流。系统电压500 kV，换流站1、2、3为功率站，换流站4 为电压站。功率站1 输出功率700 MW，换流站2 消耗功率250 MW，换流站3 消耗功率350 MW，换流站4 消耗功率100 MW。换流站1接入CFC-HCB，其他换流站均接入MHCB（多端混合式直流断路器）。装置中的二极管选用英飞凌的D1481N，6 800 V/2 500 A，IGBT选用ABB公司的5SNA 3000K45230 模块［20］，耐压4 500 V，最大瞬态关断电流19 kA/5 ms［21］。线路模型采用高阶π型等效电路，详细的线路参数以及设备参数如表4所示，其中潮流参数的选取依据2%的线路电流及电容电压纹波通过式（11）计算得到。

表4 仿真参数

图9 四端柔性直流输电系统仿真

5.2 潮流控制仿真

图10 展示了潮流调节过程中直流母线电流、直流支线电流与电容电压的变化。当四端柔性直流输电系统稳定运行后，电流I12=0.4 kA，I13=0.6 kA，I14=0.4 kA。t=1.5 s 时，使CFC-HCB由旁路状态进入潮流调节状态。改变线路12 与线路13的电流指令I12=0.6 kA，I13=0.4 kA，电容电压指令Uc=3 kV，约50 ms 后电容电压Uc达到设定值，约200 ms 后两线路电流达到设定值。两条线路改变的电流基本一致，因而平衡线路电流基本不变。t=2.5 s 时，单独改变I12=0.4 kA，此时两线路电流不平衡，需要I14平衡两条线路，230 ms后，I12达到设定值，I13和Uc保持不变。因此在该控制模式下，电流可以单独调节，同时电容电压可以保持恒定值，为故障阻断功能提供了有利条件。

图10 潮流调节过程

图11 展示了本文所提控制方法的作用效果，用于验证图7 的调制方法。图11 中：u12为端口1与端口2之间的电压，u13为端口1与端口3之间的电压，u14为端口1 与端口4 之间的电压；uT1为直流母线连接的半桥上桥臂电压，由式（1）可知对应Sc；uT3为开关管T3电压，对应开关函数S2；uT5为开关管T5电压，对应开关函数S3。结合图11（b）可知：Sc与S2信号异或的面积即为电容对线路12 放电的时间积，线路电流增大，u12取值为｛0，3 kV｝；Sc与S3信号异或的面积即为电容线路13 放电的时间积，线路电流下降，u13取值为｛－3 kV，0｝。图11（c）为平衡线路的电压，由于需要平衡电容电压，线路电流可能上升也可能下降，u14取值为｛－3 kV，3 kV｝。

图11 桥臂电压与端口电压

5.3 故障阻断仿真

图9所示的四端柔性直流输电系统中，传输线12 于t=4 s 时发生接地短路故障，接地电阻0.01 Ω，接地位置为线路12 上距换流站150 km 处，图12给出了故障阻断波形。如图12（a）所示，发生短路故障后，CFC-HCB端口1电流ic1迅速上升，共用节点的其他线路电流也同步升高。图12（b）中iIGBT与iMOV分别为转移支路电流与耗能支路电流，继电保护于t=4.001 s时判断出发生短路故障，闭锁故障线路的上、下桥臂及非故障线路的下桥臂，同时导通非故障线路的上桥臂及MB中所有IGBT。如图12（c）所示，此时工作在潮流控制工况下的电容有足够的电压，辅助断路器快速换流，结合式（8）与仿真工况及实际参数，计算出换流时间为59.1 μs，实际仿真的转移时间如图12（d）所示，约为52 μs，基本接近。故障电流此时由机械开关路径转移至MB 二极管路径，故障线路对应的机械开关UFD2 开始进行无电弧分断。多端直流断路器的首要目标是在保证故障被隔离的同时，其他线路及变流器可以实现故障穿越，因此需要在故障阻断期间导通非故障线路的上桥臂，保证其他线路的功率供应，如图12（e）所示。机械开关约2 ms后完成分断，MB支路开始关断，电流迅速转移至MOV耗能支路。通过计算MOV上电流、电压对时间积分，可以得出MOV 最终耗散的能量EMOV=13 MJ。

图12 故障阻断波形

5.4 电容电压影响仿真

为验证电容电压对故障电流转移的影响，控制CFC-HCB 的电容电压工作在1 000 V 和3 000 V，对比观察UFD 中电流的转移情况，如图13所示。

图13 不同电容电压下的UFD电流

可以看到，当电容电压较小时，UFD 中电流无法钳位至零电流，说明在机械开关分断的这段时间内可能产生电弧而使分断失败，证明了控制电容电压的必要性。

6 结语

本文提出一种具有潮流调节功能的经济型多端直流断路器，克服了以往在直流电网中断路器与潮流控制器成本和损耗较高的问题。分析潮流控制与故障阻断的具体过程，采用改进后的调制方式与控制算法，使CFC-HCB 的电容电压保持恒定，并计算其关键参数。通过四端直流系统进行仿真验证，结果表明所提出的CFC-HCB 可以很好地实现潮流控制与故障阻断功能。

由于CFC与多端直流断路器共用潮流/负荷转移的功能，若其中一些关键元件损坏，将导致断路器无法正常工作，后续研究中将通过器件或设备冗余来解决该问题。