图1 分体式能量耗散的直流断路器及其在直流系统中的配置示意图
Fig.1 Diagram of the DCCB with distributed energy dissipation and its arrangement in the DC system
摘要 混合式直流断路器（HDCCB）是目前实现直流电网故障隔离的可靠方法之一。然而，现有HDCCB普遍存在金属氧化物避雷器（MOV）耗能水平过高，故障隔离速度不足的问题。为此，该文提出一种分体式能量耗散的直流线路故障快速隔离方法，以传统混合式直流断路器拓扑结构为基础，增加一条旁路耗能支路（耗能支路2），可通过直流断路器耗能支路（耗能支路1）快速耗散少部分能量以实现直流故障隔离，而后通过旁路耗能支路耗散直流电抗器和直流线路中的剩余能量。相比传统方案，该方案可大幅缩短故障隔离时间，从而减少电源馈入直流电网中的能量，有效降低单次故障隔离中的总耗能水平，同时采用分体式能量耗散结构可显著降低MOV的耗能水平以及并联支数，有助于动态均流。该文详细分析了该方案的工作原理及控制策略，并与现有方案进行了经济技术性对比，最终通过仿真验证了该方案的有效性。
关键词：直流电网 混合式直流断路器 故障隔离 耗能水平
柔性直流输电技术由于其良好的可控性与扩展性，近年来得到广泛应用[1-3]。由于直流输电无自然过零点，发生直流侧短路故障后，系统无法自清除，因此必须依赖站内操作实现直流故障隔离[4-6]。
目前，实现直流故障隔离方法有换流阀采用全桥子模块结构自清除故障、交流断路器隔离故障、直流断路器隔离故障等。其中，混合式直流断路器（Hybrid Direct Current Circuit Breaker, HDCCB）是目前实现直流故障隔离的可靠方法之一，该方法最早由ABB公司提出[7]。HDCCB具有开断时间短，可迅速隔离直流故障线路，降低系统过电流应力等优点。此外正常工作时，HDCCB通过机械断口与辅助开关传输功率，相较于纯固态式直流断路器（Solid-state DC Circuit Breaker, SDCCB），其通态损耗较小[8-10]。然而，HDCCB依然存在不足：故障隔离时间仍有进一步缩短的空间[11]；单次故障隔离中，HDCCB中金属氧化物避雷器（Metal Oxide Varistors, MOV）耗能水平极高（约18MJ），从而导致MOV并联支数较多，动态均流困难[12-13]。
文献[14]提出一种串联固态限流器的HDCCB，在故障电流上升阶段，通过主动投入固态限流器限制故障电流峰值，在故障电流下降阶段，通过旁路固态限流器单独耗能，从而缩短故障电流衰减时间，最终降低MOV耗能水平（12%）。但该方案延缓了MOV的投入，造成故障持续时间延长。文献[15]提出一种针对直流电抗器的优化方案，通过利用不同直流电抗器间的耦合作用，在故障电流上升期间增大电感，限制故障电流幅值，从而降低MOV耗能水平（20%）。然而该方案增加了直流电抗器中初始能量，进而影响其优化结果[12]。
针对以上问题，本文提出一种分体式能量耗散的直流线路故障快速隔离方法。该方法基于经典混合式直流断路器进行优化设计，通过先快速耗散小部分能量并隔离直流故障，而后耗散直流电网剩余能量，从而显著缩短故障隔离时间，进而提前阻止电源对直流电网进一步馈入能量，大幅降低MOV耗能水平。
本文所提分体式能量耗散的直流线路故障快速隔离方法，在传统混合式直流断路器的基础上增加一条耗能支路2（下文称为分体式能量耗散的直流断路器），可通过直流断路器耗能支路1快速耗散少部分能量便实现直流故障隔离，而后通过耗能支路2耗散直流电抗器和直流线路中的剩余能量。
分体式能量耗散的直流断路器及其在直流系统中的配置示意图如图1所示，分体式能量耗散的直流断路器由两部分组成：传统的混合式直流断路器与一条旁路耗能支路（耗能支路2）。其中混合式直流断路器包括3条支路：载流支路、转移支路、耗能支路1。载流支路由超快速机械开关UFD以及开关管组Q1（IGBT反向串联构成）组成，该支路为正常运行时的直流电网提供功率传输通道。转移支路由大量反向串联的IGBT组成，该支路为故障电流转移提供通道。耗能支路1由MOV构成，该支路用于实现直流故障快速隔离及耗散桥臂电感所储能量。新增的耗能支路2由二极管、IGBT及MOV构成，该支路主要用于旁路直流电抗器及耗散直流电抗器所储能量。此外，本文参考张北柔直工程方案[16]，将直流电抗器装设于直流断路器极线侧。
图1 分体式能量耗散的直流断路器及其在直流系统中的配置示意图
Fig.1 Diagram of the DCCB with distributed energy dissipation and its arrangement in the DC system
值得注意的是，虽然在稳态时受端换流站正负极线电流流向与送端相反，但短路故障发生后，耗能支路2介入时，其故障电流流向仅与极线极性有关，与故障前电流方向无关，因此只需保证耗能支路2的电力电子开关正方向始终由低电位指向高电位即可满足任意电流流向的工况。由于正负极线结构具有对称性，动作过程类似，下文仅以正极线拓扑作用于送端换流站为例，进行详细说明。
以图2所示电流方向，正极线直流电抗器出口处发生单极接地故障为例，对所提直流断路器的工作原理以及控制策略进行详细说明。系统正常运行时，直流电网通过载流支路传输功率，其具体导通状态如图2所示。正极线直流电抗器线路侧发生单极接地故障时，故障电流迅速上升，直流断路器开始介入，其控制时序及动作过程分别如图3与图4所示。
图2 分体式能量耗散的直流断路器正常工作时模态
Fig.2 Operation modes of DCCB with distributed energy dissipation in normal operation
图3 分体式能量耗散的直流断路器的控制时序
Fig.3 Control sequence of the proposed DCCB
1）第一阶段：故障在t0时刻发生，经过∆t0时延（1～2ms），在t1时刻系统检测到故障发生，触发转移支路IGBT，该过程的电流路径如图4a所示。当转移支路所有IGBT完全导通时（导通时延∆t1约100µs），进入第二阶段。
2）第二阶段：关断载流支路开关管组Q1，电流完全转移至转移支路（转移时延∆t2约100µs）。载流支路电流衰减至零时，向载流支路UFD发出开断指令。该过程的电流路径如图4b所示。当UFD达到安全开距时（开断时延∆t3约2ms），进入第三阶段。
图4 分体式能量耗散的直流断路器故障时模态
Fig.4 Operation modes of the proposed DCCB in short-circuit state
3）第三阶段：闭锁转移支路IGBT，同时触发耗能支路2中IGBT（该时延∆t4约100µs），从而投入耗能支路1中MOV快速隔离直流故障，并同时旁路直流电抗器，该过程的电流路径如图4c所示。当馈入换流站的故障电流iMMC衰减至零时，进入第四阶段。
4）第四阶段：闭锁耗能支路2中IGBT，对直流电抗器所储能量进行耗散，极线故障电流iLine快速衰减，该过程的电流路径如图4d所示。
此节将着重分析MOV参数对所提直流断路器开断性能的影响，并同时对其参数进行优化配置。设耗能支路1与耗能支路2中MOV残压分别为ur1与ur2。iMMC与iLine分别在故障第三阶段与故障第四阶段由幅值衰减至零，对应等效电路如图5所示。
图5 故障第三、四阶段等效电路
Fig.5 Equivalent circuits of partial stage
忽略开关器件导通电阻，iMMC与iLine的衰减速度可表示为[6]
（1）
（2）
式中，ur1与ur2分别为耗能支路1与耗能支路2中MOV的残压；uC为换流站等效电容电压；Leq为换流站等效电感，一般由站内桥臂电感等效而来。由式（1）与式（2）可知，当MOV残压越大时，iMMC与iLine衰减速度越快，即故障隔离时间与故障电流清除时间越短。但另一方面，MOV残压过大，将导致转移支路及耗能支路2中IGBT数量过多，从而导致成本过高。此外，ur1必须大于uC（500kV），否则iMMC将无法衰减。同时，ur2不能过低，否则整个故障电流清除时间将大于100ms，进而影响系统后续的重合闸过程。综上所述，本文同时考虑故障隔离速度及经济因素，并参考实际的直流工程，将ur1选取为800kV（1.6pu）。而耗能支路2中MOV的耗能过程对换流站内器件不造成威胁，可适当延长该过程，从而提升整体拓扑的经济性，但需注意避免使整个故障清除过程大于100ms，否则将影响系统重合闸。ur2的具体取值将在下一节中进一步分析确定。
为验证所提直流断路器的可行性与有效性，搭建如图6所示的四端±500kV架空柔性直流电网仿真模型，系统中直流电抗器均为150mH。直流电网的运行参数见表1。
图6 四端系统示意图
Fig.6 Four-terminal DC grid
表1 四端直流电网参数
Tab.1 Parameters of four terminal DC grid
换流站桥臂子模块子模块电容/mF桥臂电抗/mH控制方式 MMC12441550Udc=±500kVQ=0Mvar MMC22441550P=-3 000MWQ=0Mvar MMC32448100P=1 500MWQ=0Mvar MMC42448100P=-1 500MWQ=0Mvar
由于单极接地故障和双极短路故障暂态特性相似[6]，同时单极接地故障发生概率最大[17]，以下对单极接地故障隔离过程进行仿真分析。考虑最严苛的情况，设定故障发生在直流电抗器出口处，单极接地故障示意图如图7所示。
1）MOV参数仿真分析
为确定ur2取值，现针对ur2分别取15kV、20kV、50kV、100kV、180kV、300kV时，逐一进行仿真计算，结果如图8所示。可知，当ur2依次按照上述情况取值时，iLine分别在故障发生后的106.9ms、80.4ms、34.5ms、19.2ms、12.4ms、8.9ms时被清除。首先，当ur2=15kV时，故障清除耗时超过100ms，不满足系统重合闸要求。因此ur2需不低于20kV（ur2增加IGBT需求量增加）。
图7 单极接地故障示意图
Fig.7 Single pole to ground fault diagram
图8 耗能支路2中MOV参数分析
Fig.8 Parameter analysis of MOV in energy dissipation branch 2
2）故障切除过程
设置故障在t=3s时发生，1ms后系统判定故障发生，直流断路器开始介入。仿真结果如图9所示，图中iMMC、iLine、uarr、uBYP分别为馈入换流站的故障电流、极线故障电流、耗能支路1与2中MOV端电压。
图9 故障隔离过程的仿真波形
Fig.9 The waveforms in short-circuit operation
t0时刻（t=3s时）故障发生，iMMC、iLine大幅上升且保持相等，uMMC快速下降。t1时刻（t=3.001s）系统检测到故障发生。
t1～t2及t2～t3的过程为转移支路IGBT的导通时延及载流支路开关管组的开断时延，过程十分短暂（约0.1ms），故不在图中标注t2与t3时刻。
t4时刻（t=3.003s）转移支路IGBT闭锁，投入耗能支路1中MOV，同时触发耗能支路2中IGBT，从而旁路直流电抗器，此时iMMC开始快速衰减，iLine基本保持不变，耗能支路1中MOV残压为799.7kV。t5时刻（t=3.004s）iMMC衰减至零，故障隔离完成，此时耗能支路2中IGBT闭锁，从而投入耗能支路2中MOV对直流电抗器进行耗能，iLine开始衰减，耗能支路2中MOV残压为20.01kV。到t6时刻（t=3.080 4s）iLine衰减至零，耗能过程结束。
3）性能对比
基于图6所示的直流系统，将分体式能量耗散的直流断路器方案与ABB公司所提经典的HDCCB方案进行对比分析。
本文提出的断路器与经典方案的故障电流波形对比如图10所示。由图10馈入换流站的故障电流波形可知，两种直流断路器对故障电流峰值的限制效果相同（均为10.1kA），但所提直流断路器在故障隔离时间上（故障发生至故障结束）仅耗时4ms（减少54.02%），在开断时间（iMMC由峰值衰减至零）上仅耗时1ms（减少82.5%），具有优势。
图10 所提断路器与经典方案的故障电流波形对比
Fig.10 The waveforms comparision between the proposed and classic schemes in short-circuit current
为验证仿真结果，对该结果进行解析计算，由式（1）可得
（3）
iMMC衰减耗时为10.1/9.1≈1.1ms，另计算检测耗时1ms，以及耗能支路1中MOV投入耗时2ms，可得整个故障隔离过程耗时t≈4.1ms，与仿真结果（4ms）基本吻合。
图11为两种直流断路器方案的耗能对比。其中分体式能量耗散的直流断路器：耗能支路2中MOV耗能EBYP=7.63MJ，耗能支路1中MOV耗能Earr=3.44MJ，总耗能为11.07MJ，相较于ABB-HDCCB总耗能减少50.24%（22.24MJ）。
图11 所提直流断路器与经典方案的耗能水平对比
Fig.11 The waveforms comparison between the proposed DCCB with classical schemes in energy consumption level
对该结果进行解析。断路器完成一次开断所吸收的总能量Q可表示为[9]
（4）
式中，I0为直流电流稳态值（2kA）；t0与t5分别为耗能支路1中MOV隔离故障时的起始时间与结束时间（见图9）。断路器所耗散的总能量主要包括两部分：一部分是存储在直流电抗器（L1=150mH）和桥臂电感（Leq=33mH）中的磁场能量，该磁场能量与系统参数相关；另一部分由断路器开断过程中的电源提供[18]。
此外，Q也可用MOV吸能总量表示为
（5）
由于直接计算电源提供能量难度较大，工程中建议先采用式（5）计算Q，根据式（5）可得Q≈11.75MJ。再将Q代入式（4）可得电源提供能量约为11.37MJ。Q解析计算结果略大于仿真结果，这是由于进行解析计算时，uarr与uBYP直接选取了t4～t6过程中各自的最大值所造成的。
由上述分析可知，分体式能量耗散的直流断路器通过缩短故障隔离时间，从而大幅减少电源对直流电网馈入的能量，进而降低单次故障隔离中直流断路器耗能水平。
为了对比分析原集中式MOV耗能结构以及所提分体式结构的经济性，现主要对比分析IGBT器件需求量、MOV容量需求及其工程实现难度。
由于耗能支路2的设计，对于IGBT需求量而言，所提分体式结构相比于原集中式结构略有增加。但耗能支路2的耗能过程对快速性要求较低（仅需满足系统重合闸即可），当ur2为20kV时，所提分体式结构的IGBT需求量仅增加2.5%（ur2/ur1）。若进一步考虑其仅需配置单向IGBT，需求增量可减少至1.25%。
对于MOV而言，所提分体式结构相比于原集中式结构，耗能支路1中MOV吸能可减少84.5%。这对于隔离速度要求极高的耗能支路1而言，大幅降低了其MOV的功率需求，从而降低了耗能支路1中MOV的并联支数及其均流难度。针对新增的耗能支路2中MOV而言，因为耗能过程对速度要求较低（满足系统重合闸需求即可），所以该支路MOV的功率需求及均流难度都较小，工程易实现。此外总MOV容量需求也可减少50.24%，另外分体式结构还可大幅缩短故障隔离时间（提速82.5%）。
综上所述，所提分体式结构的IGBT需求增量很小（增加2.5%），但却可大幅减少MOV的容量需求（减少50.24%）以及降低MOV的工程实现难度，同时提速82.5%的故障隔离时间。
本文提出了一种分体式能量耗散的直流线路故障快速隔离方法。该方法采用能量分体式耗散策略，先快速耗散小部分能量并实现直流故障快速隔离（提速82.5%），从而提前切断电源与直流电网的电气连接，显著减少电源馈入直流电网的能量。而后再耗散直流电网中剩余能量，最终大幅降低单次故障隔离中MOV能量耗散水平（减少50.24%）。进而得出，本文所提拓扑仅需增加2.5%的IGBT使用量，便可实现直流故障隔离速度的大幅提升，MOV容量需求的大幅减少，同时避免MOV短时吸收大量能量，有助于减少MOV并联支数，并优化动态均流性能。
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A Fast Fault Isolation Method for DC Transmission Lines Based on Distributed Energy Dissipation
Abstract Hybrid DC circuit breaker (HDCCB) is the primary scheme for DC grid fault isolation. However, the existing HDCCB has the problem of high energy absorption and insufficient fault isolation speed. In view of the above problems, A fast fault isolation method for DC transmission lines based on distributed energy dissipation was proposed, which is based on the topology of traditional HDCCB, and add a bypass energy dissipation branch (energy dissipation branch 2). In this method, a small part of energy can be dissipated quickly by the energy dissipation branch of DCCB (energy dissipation branch 1) to realize DC fault isolation firstly, and then the residual energy of DC reactor and the DC line can be dissipated by the bypass energy dissipation branch. The scheme can greatly shorten the fault isolation time, thus reducing the energy fed into the DC power grid by power supply, and effectively reduce the total energy consumption level in single fault isolation. At the same time, the distributed energy dissipation structure can significantly reduce the level of energy absorption and the parallel branches of metal oxide varistor (MOV), and contribute to dynamic current sharing. In this paper, the working principle and control strategy of the scheme were analyzed in detail, and compared with the existing schemes in economy and technology. Finally, the feasibility and effectiveness of the scheme were validated by the simulation.
keywords：DC grid, hybrid DC circuit breaker, fault isolation, the level of energy absorption
DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.L90381
中图分类号：TM561
国家重点研发计划资助项目（2017YFB0902701）。
收稿日期 2020-07-11
改稿日期 2021-03-18
司马文霞 女，1965年生，博士，教授，博士生导师，研究方向为电力系统的防雷与过电压防护、特殊环境中外绝缘放电特性及机理等。E-mail：cqsmwx@cqu.edu.cn
杨 鸣 男，1987年生，博士，副教授，博士生导师，研究方向为变压器类设备建模、高电压输变电技术及电力系统过电压。E-mail：cqucee@cqu.edu.cn（通信作者）
（编辑 赫蕾）