图1 限流式直流断路器电路拓扑结构
Fig.1 Circuit topology of CLDCB
摘要 配合限流器使用的限流式直流断路器将成为直流断路器往高遮断容量发展的新趋势，然而原先提出的永磁饱和型故障限流器存在延长故障电流下降时间的问题。对此该文在原先提出的永磁饱和型故障限流器的基础上进行拓扑优化，提出一种新型快速响应直流限流器。其在原有限流器的拓扑结构中通过磁耦合引入一条辅助支路，消除原有限流器在直流断路器故障开断时延长故障电流下降时间的负面影响，加速开断进程，同时能够极大程度地减小断路器的吸能应力，一定程度上降低过电压应力。该新型限流器能全程自适应动作，无需触发控制装置，响应直接迅速，且二极管处于低压侧，降低了对地绝缘成本。通过理论分析，介绍该新型快速响应直流限流器的工作原理，通过数学推导，分析其主要电磁参数设计要求；通过磁路有限元仿真与电路仿真计算相结合，验证该新型限流器的可行性；设计一台小容量实验样机，通过现场实验与小容量仿真对比验证了该新型快速响应限流器能有效提升电流下降速度。
关键词：永磁饱和型故障限流器 直流断路器 吸能应力 磁耦合 快速响应
我国高压多端直流系统仍在起步阶段，随着电能需求的不断增加，多端直流输电逐渐成为未来发展趋势。近年来，基于半桥型模块化多电平变换器（Modular Multilevel Converter, MMC）结构的换流器广泛应用于柔性直流输电中[1-2]。受制于其结构，直流短路故障电流峰值较高、上升速度快，因此对直流断路器的遮断容量以及开断速度提出了较高的要求[3-5]。
现阶段直流断路器（DC Circuit Breaker, DCB）可分为机械式、固态式、混合式。其中，机械式断路器[6]通态损耗小、成本低，但其遮断容量较低、开断时间较长，适合低电压等级、小故障电流的直流系统；固态断路器利用大量全控型器件串联，遮断容量高、开断速度快，适用于高压等级系统，然而其通态损耗较大，且成本过高；混合式直流断路器综合了前两者的优势，采用机械与固态支路混合的方式，具备遮断容量高、通态损耗小的优势，是当今研究的热点。迄今各科研机构已提出多种混合式直流断路器方案[7-11]，实际直流工程中亦有少量应用[12-13]，验证了方案的可行性。但随着多端直流电压等级的升高，故障电流升高，直流断路器存在电流峰值、过电压峰值、泄放能量等分断应力较大的问题，过电压较高会导致串联的大量IGBT的耐压成本提升，且增大了其损坏的风险；过大的泄放能量将对避雷器组的吸能要求更高，这些均将增加DCB的制造成本及技术要求。
为减小DCB分断应力，采取故障限流器配合直流断路器完成直流开断的限流式直流断路器（Current Limiting DC Breaker, CLDCB）是未来发展的趋势。文献[14]中采用平波电抗器作为限流器，然而由于电感值较小，其限流能力有限。文献[15]对直流系统中的平波电抗器值进行了研究，提出稳态运行时过大的电感值会影响直流系统的稳定性。因此系统中的固定电感值不宜过大。文献[16-18]提出采用正常时多个电感并联、故障时将电感改为串联的方法，在故障时增大回路电感以限制故障电流的上升速度和电流峰值。但该方法需要检测故障电流，然后才能触发外部控制系统，导致响应时间相对较长，影响了直流故障电流抑制效果，直流断路器分断应力降低不显著。文献[19]提出一种利用晶闸管和电容电感组成的限流器，引入了能量吸收支路，能在限流的同时有效减轻断路器吸能支路压力，并缩短电流下降时间。然而该方法同样需要外部触发控制系统，响应速度较慢，且晶闸管位于高压侧，增加了成本。
文献[20-21]提出了一种用于直流系统的永磁饱和型故障限流器（permanent magnet saturation Fault Current Limiter, FCL），具有电感变化范围大和无需外部触发等优点，可以有效抑制直流故障电流上升速率。但文中将直流断路器视为理想开断器件，并未考虑在DCB进行开断过程中，电流下降也需要一定时间，具有较大电感值的故障限流器会严重抑制故障电流下降速率，延长故障电流作用在电力系统中的时间，这对于直流系统中的换流器等易损设备是极为不利的。
本文基于以上研究现状，提出一种用于限流式直流断路器的新型快速响应故障限流器（New type of fast response Fault Current Limiter, NFCL）。该限流器利用磁耦合的方式，引入一条辅助支路，能在系统正常时处于小电感值，替代平波电抗器使用。故障发生时能变成大电感有效限流，在故障电流下降时，辅助支路通过磁耦合并联进NFCL主支路，消除大电感限流器延长故障电流下降时间的负面影响，提升电流下降速度。其全过程自适应动作，无需外部检测触发装置，响应速度快；同时能有效降低DCB上的电流峰值、过电压峰值、避雷器泄放能量等各项分断应力，从而降低直流断路器制造成本及技术要求。且NFCL不存在二极管位于高压端的问题，降低了对地绝缘成本。本文介绍了NFCL的新型拓扑结构，理论分析其工作原理。推导各项电磁参数设计要求，建立相关参数间的约束条件。对NFCL进行对比仿真验证。设计了一台小容量实验样机，通过实验与小容量仿真对比验证了NFCL能有效提升电流下降速度。
与NFCL相配合的限流式直流断路器电路拓扑结构如图1所示。其中，B1为载流支路，正常通流时电流流经该支路，Q1为电流转换开关，由少量IGBT和反并联二极管构成。S1为快速机械开关，在电流换流至主开断支路后作为Q1的隔离绝缘保护。S2为隔离开关，在DCB完成分断后切断系统中的残余电流。B2为主开断支路，Q2为大量串联的IGBT构成的主开关，用于开断故障电流，C为并联在IGBT上的缓存电容，用于抑制IGBT开断时两端产生的恢复过电压的上升速度。B3为吸能支路，MOA为避雷器组，用来限制B2开断后的过电压并泄放系统中的电感储存的能量[22]。Udc为直流电源电压，Rdc为直流系统等效电阻。
图1 限流式直流断路器电路拓扑结构
Fig.1 Circuit topology of CLDCB
采用NFCL的磁路拓扑结构如图2所示，其铁心上下端嵌入钕铁硼永磁体[21]，永磁体励磁方向与直流绕组励磁方向相反，铁心采用硅钢片材料，其等效电路拓扑结构如图3所示。以铁心的饱和状态配合二极管来控制辅助支路能否通过磁耦合并联进主支路中。
NFCL配合DCB的故障电流开断时序如图4所示，其与现有的混合式DCB开断时序相同[3, 22]，NFCL中简化的铁心与永磁体简化B-H曲线如图5所示。
具体工作过程如下：
（1）正常工作阶段t0。S1、S2闭合，电流流经B1。由于S1、S2均为机械开关，而Q1仅由少量IGBT串联，通态损耗较小。此时NFCL铁心工作在图5中P点处，铁心处于磁饱和态，辅助支路无法通过磁耦合并联进NFCL主支路中。此时电感值与磁导率[20-21, 23]满足
图2 新型快速响应故障限流器磁路拓扑结构
Fig.2 Magnetic circuit topology of NFCL
图3 新型永磁饱和型故障限流器等效电路拓扑结构
Fig.3 Equivalent circuit topology of NFCL
图4 限流式直流断路器开断时序
Fig.4 Breaking sequence diagram of CLDCB
（1）式中，Ls为限流器饱和状态电感值；N为绕组匝数；le为限流器铁心柱高度；Se为铁心截面积；lm为永磁体厚度；Sm为永磁体截面积；ms为铁心饱和态的磁导率；mm为永磁体磁导率。
此时ms值较小，故由式（1）可知，NFCL的电感值较小，与平波电抗器相当，不影响系统动态响应性能，故可替代常规的平波电抗器使用。由于系统正常运行时电流存在小幅度的波动，故给NFCL的饱和转折点Q设置一个裕度，当系统电流达到kIN时，NFCL工作点到达Q点，其中，0＜k＜1。
图5 铁心与永磁体简化B-H曲线
Fig.5 Simplified B-H curve of iron core and permanent magnet
（2）故障发生阶段t1。故障发生后，当系统电流上升至设定阈值kIN，此时由于保护检测装置的检测判定延时，DCB尚未动作。但由于NFCL已工作至Q点，铁心迅速退出磁饱和状态，此时电感值与磁导率[20-21, 23]满足
（2）由于此时铁心已进入非磁饱和区，mu
mm，故式（2）可简化为
（3）
可见NFCL电感值显著增大，从而发挥限流作用抑制电流上升的速度。此时DCB尚未动作，电流持续增大，有
（4）式中，i(∞)为最大故障电流，i(∞)=U/Rdc。此时限流器铁心虽进入非磁饱和区，但此时限流器的电源侧电位高于断路器侧电位，由于二极管的单向导电性，辅助支路依旧无法导通。
（3）DCB载流支路动作阶段（t2, t3）。t2时刻DCB开始动作，此时Q2提前开通，Q1关断，电流将转移到支路B2上。此时在小电流或零电流状态下使S1分闸，即可实现无弧分断。由于各支路间的换流时间是由支路中的杂散电感所决定，通常为百ns级别，远低于断路器动作时间的ms级别，故为简化分析，可将换流时间忽略，视作瞬间完成。
（4）断路器主开断支路动作阶段（t3, t4）。当电流完全换流至B2支路时，于t3时刻关断Q2，此时电流将换流至并联在Q2两端的缓冲电容支路上，同时在B2支路上形成过电压，电压与时间的关系为
（5）式中，tc为电流换流至缓冲支路的时刻；tm为缓冲支路的电压达到避雷器动作电压阈值的时刻。由式（5）可见，NFCL通过增大电感值能有效限制断路器上的过电压水平。
（5）断路器吸能支路动作阶段（t4, t5）。当缓冲电容C上的电压达到MOA动作电压后，电流将换流至吸能支路B3，此时避雷器MOA动作，将系统能量泄放，电流持续减小直到零。避雷器开始动作后，故障电流开始下降，铁心处于非磁饱和状态，此时由于NFCL的断路器侧电位高于电源侧电位，辅助支路二极管自动导通，辅助支路通过磁耦合自动并联进NFCL主支路，无需任何触发装置，此时的等效电路如图6所示。将避雷器视作一个内阻非线性变化的电压源，当内阻由0变为无穷大时，电压源电压由残压下降至断路器断口间的正常电压。
图6 断路器吸能阶段的等效电路
Fig.6 Equivalent circuit of DCB in energy absorption stage
由KCL和KVL，各电压电流关系分别为
（6）式中，R为辅助支路电阻；UL为限流器电压；UMOA为避雷器电压。
由式（6）可得，系统电流i3下降速度vd与各参数间的关系为
（7）定义A为加速因子，B为常规电流下降速度，有
（8）
故vd=A+B，可见不引入辅助支路的常规拓扑，加速因子A=0，故障电流下降较慢。而新型拓扑通过磁耦合引入辅助支路的方法，在常规下降速度的基础上引入了加速因子A，极大地提升了电流下降速度。
避雷器上的吸能为
（9）由于辅助支路通过磁耦合引入了加速因子A，使得避雷器上吸能的时间t5-t4缩短，并将大部分电流引入辅助支路中，从而极大程度地降低了避雷器吸能应力。
在t5时刻避雷器动作完成，恢复至高阻态，系统电流衰减至近零点，由于避雷器阻抗非理想无穷大且存在缓冲电容支路，系统中仍存在残余电流，但该电流远低于系统额定电流IN，故可将隔离开关S2分闸，切断残余电流，完成整个电流的分断过程。
2.1.1 R值的确定
首先需确定辅助支路的电阻R，定义新型拓扑相较传统结构的加速倍数为KV，且
，由于该辅助支路是通过磁耦合并联进主支路，相当于图2的变压器结构，计算R时需考虑一次、二次绕组折算问题，设主支路匝数为N1，辅助支路匝数为N2，定义
，故实际辅助支路电阻R应满足
（10）可见，为保证电流下降加速效果明显，KV应显著大于1，KV越大，R越小，但R不能过小，因为当隔离开关S2断开后，NFCL和辅助支路会形成独立环路，如图7所示。其中仍存在大量电流。对该回路列写微分方程，可得
（11）
图7 限流器独立环路
Fig.7 FCL independent loop
对式（11）根据RL零输入响应求解，可得回路电流
与时间及其他参数的关系为
（12）由此可得该电流衰减时间与R的关系为
（13）
式中，i0为限流器与辅助支路形成独立环路后的初始电流；为瞬态电流。当=kIN，即NFCL的电流下降到饱和工作点时，限流器进入磁饱和区，此时NFCL变为小电感Ls，电流将继续下降至残余电流ic，这段时间即为限流器独立回路的电流下降时间tL。
（14）由于当直流故障排除后断路器需要二次重合闸，该时间设为tr，需要在重合闸时NFCL保持饱和区的小电感运行，这样才能替代平波电抗器正常使用，所以tL≤tr。故R还应满足
（15）
2.1.2 二极管参数的确定
在NFCL处于非磁饱和区发挥限流作用时，辅助支路通过磁耦合并联进主支路，NFCL的电源侧电位将高于断路器侧电位，为使正常限流阶段辅助支路不被导通，对二极管的最高反向工作电压VRM提出要求。考虑绕组折算，VRM应满足
（16）由式（16）可见，由于二极管处于低压侧，从而对其最高反向工作电压的要求降低，降低了二极管成本。在隔离开关S2开断，系统中故障电流下降至零后，辅助支路通过磁耦合与限流器形成一个独立环路，如图7所示，该回路中依然存在较大的故障电流，对二极管的最大通流电流Ifm提出要求，有
（17）
可见，NFCL对二极管的通流能力要求较高，对反向耐压能力要求较低。
NFCL处于磁饱和下的等效磁路如图8所示，可将永磁体等效为一个磁压降为Hclm的磁压源与磁阻Rm串联，NFCL结构尺寸如图9所示。
图8 限流器磁饱和下的等效磁路
Fig.8 Equivalent magnetic circuit of NFCL under magnetic saturation
图9 限流器磁路结构尺寸
Fig.9 Magnetic circuit structure size of NFCL
铁心磁饱和状态下由安培环路定理[20-21, 23]可得
（18）式中，Hc为永磁体矫顽磁力；fm为磁通；Rs为铁心饱和状态下的磁阻。
铁心饱和状态下与非饱和状态下的磁阻以及永磁体的磁阻与磁路结构尺寸关系为
（19）式中，由于Ru
Rm，近似计算时可将其视为0。
NFCL存在一个最小限制电流imin，处于图5饱和点Q处，若系统电流小于imin，则NFCL工作点将回到饱和区，无法发挥限流作用。同时NFCL存在一个最大限制电流imax，处于图5中O点，若系统电流超过imax，则系统的直流励磁将大于永磁体的励磁，即铁心工作点超过O点，将使得永磁体承受反向磁通，从而导致永磁体存在退磁的风险，且电流若继续增大，铁心工作点将至反向饱和区，限流器将失去限流效果，因此在限流器的尺寸设计方面，应规避该情况发生[23]。联立式（18）和式（19）可得
（20）定义磁饱和深度Ks表示永磁体的磁偏置导致铁心发生磁饱和的饱和深度[23]，有
（21）
定义限流器电感变化率l 表示限流器退饱和时的电感值相较于饱和状态时的变化程度，有
（22）联立式（1）～式（3）及式（18）～式（22），可得出NFCL的各项磁路结构参数需与其余各项电磁参量满足
（23）
同时考虑铁心两臂之间的绝缘要求[24]，铁心的窗口宽度lm需满足一定的绝缘距离，有
（24）式中，UL为NFCL主支路所受电压；Ea为空气击穿场强；Dr为线圈绕组的直径。综上提出了NFCL的基本电磁参数设计要求。
为验证NFCL辅助支路的自动磁耦合特性，根据第2节对各主要电磁参数的推导，在ANSYS有限元分析软件中建立了NFCL的有限元模型[25]。该模型中的主要参数见表1。
表1 限流器相关参数
Tab.1 Relevant parameters of NFCL
参 数数 值 饱和阶段FCL电感Ls/H0.1 退饱和阶段FCL电感Lu/H0.3 铁心截面积Se/m213.3 永磁体磁导率mm/(H/m)1.46×10-6 永磁体剩磁Br/T1.42 最小限制电流imin/kA2.2 铁心磁路长度le/m35 永磁体磁路长度lm/m1.56 永磁体截面积Sm/m220.2 退饱和铁心磁导率mu/(H/m)0.058 铁心饱和点磁感应强度Bs/T1.78 最大限制电流imax/kA12 NFCL主绕组匝数N1126 NFCL主绕组匝数N221 系统额定电流IN/kA2 饱和铁心磁导率ms/(H/m)2.5×10-5 最大故障电流IM/kA8
短路故障于第30ms发生，断路器吸能支路于35ms动作，NFCL在正常工作状态（磁饱和态）下及故障发生状态下以及电流开始下降（退饱和）阶段的磁场强度分布特性如图10所示，辅助支路电流及NFCL铁心状态随时间的变化如图11所示。
由图10及图11可以看出，在正常工作阶段，NFCL的铁心由于永磁体的反向励磁处于磁饱和状态，电感值较小为100mH，辅助支路无法与主支路建立磁耦合，因此辅助支路中电流为0。在30ms故障发生时，由直流线圈产生的直流励磁开始抵消永磁体的反向励磁，铁心开始退饱和，NFCL呈现大电感300mH开始限流，但此时NFCL电源侧电压高于断路器侧，由于二极管的单向导电性，辅助支路仍旧无法导通。在35ms断路器吸能支路动作，电流开始下降时，铁心处于非饱和状态，NFCL电源侧电压低于断路器侧，因此辅助支路能够通过磁耦合有效并联进主支路中，并引入电流，此时辅助支路导通，如图11所示。整个过程无需任何控制装置，利用铁心的磁饱和状态与二极管的单向导电性配合，实现了该低压辅助回路的自动投入耦合，由此结果证明了该新型拓扑的磁路可行性。
图10 限流器各阶段的磁场强度分布特性
Fig.10 Characteristic diagram of magnetic field intensity distribution in each stage of NFCL
图11 辅助支路电流状态
Fig.11 Auxiliary branch current diagram
为验证NFCL的电特性，在Simulink中以张北500kV直流输电工程线路为例，搭建电路仿真模型，其中，NFCL以非线性电感来模拟，其外特性可以表示为
（25）式中，Ufcl为限流器两端电压；y 为铁心中磁链；y0为初始磁链；f为电流与磁链间的关系，第3.1节中通过ANSYS的有限元仿真计算得到。电路模型参照图1，电力系统仿真参数见表2。
表2 电力系统仿真参数
Tab.2 Power system simulation parameters
参 数数 值 直流电源电压Udc/kV500 最大故障电流IM/kA8 系统额定电流IN/kA2 直流电阻Rd/W62.5 负载电阻Rload/W187.5 限流器电感变化范围FCL/mH100～300 二极管最大反向耐压VRM/kV58 二极管最大正向导通电流IOM/kA36 辅助支路电阻R/W5
选择100mH固定平波电抗、300mH定值限流器与传统FCL和NFCL进行对比仿真，直流系统在30ms发生短路故障，于35ms换流至直流断路器吸能支路，故障电流开始下降，四种限流器的系统电流与时间的仿真结果如图12所示。
图12 四种限流器对故障电流的限流作用
Fig.12 Current limiting effect of four kinds of current limiters
断路器上产生的过电压峰值及避雷器吸能如图13所示。电流分断过程中各项分断应力见表3，分断应力比较如图14所示。表3中，UDCB为断路器过电压，Imax为电流峰值，EMOA为避雷器吸能，toff为电流下降时间。
图13 断路器上产生的过电压峰值及避雷器吸能
Fig.13 Fault current using different inductor
表3 电流分断过程中各项分断应力
Tab.3 Electrical stress during DCB breaking
限流器UDCB/kVImax/kAEMOA/MJtoff/ms L=100mH7047.743.793.07 L=300mH7025.898.697.61 传统FCL7025.937.236.91 NFCL5275.930.041.96
由表3及图14可以看出，传统FCL虽然相较100mH的平波电抗器限流时抑制电流上升效果明显，但也增加了关断时间，这对于整个直流系统而言极为不利；而本文所采用的NFCL只在发生短路故障时有较大电感，限流效果与300mH定值电抗器相当；在电流下降阶段由于辅助支路通过磁耦合并联进主支路中，这有利于电流更快衰减，极大程度地减少分断时间，消除了传统FCL延长故障电流下降时间的负面影响。
图14 分断应力比较
Fig.14 Comparation of electrical stress
同时由表3和图14可以看出，本文提出的NFCL由于引入了辅助支路，相较于传统FCL，降低了开断过程中在直流断路器上产生的过电压峰值24.9%，降低了直流断路器中避雷器吸能99.1%，减少了故障电流下降时间71.6%。可见配合NFCL能极大程度地减轻DCB吸能应力，提升开断速率，并能在一定程度上减轻过电压峰值。
为验证本文提出的NFCL拓扑结构的可行性及其限流及加快电流下降速度的快速响应特性，设计并制造了一台小容量的样机进行实验。该实验主要目的是为验证所提出的NFCL的两大特性：①在故障电流上升阶段的良好自动限流性能；②电流下降阶段，能加速系统故障电流下降。大容量限流器实际上也是小容量的尺寸参数按照一定的设计比例进行放大，而基本的限流原理低压小容量与高压大容量都是相同的。且无论是高压还是低压，其短路故障电流在上升阶段与下降阶段的趋势是相同的。因此小容量的实验同样能够证明实际大容量应用中NFCL性能的优越性。但高压大容量与小容量的限流器在铁心尺寸、永磁体的大小和绝缘结构等方面存在不同，还需要进一步深入研究。该台样机的参数见表4，实验现场及接线原理如图15所示。
表4 实验限流器样机参数
Tab.4 Parameter of FCL prototype
参 数数 值 饱和阶段FCL电感Ls/mH60 退饱和阶段FCL电感Lu/mH120 永磁体截面积Sm/cm218 二极管最大正向导通电流Ifm/A50 永磁体磁路长度lm/mm6 铁心截面积Se/cm212 铁心磁路长度le/cm12 二极管最大反向耐压VRM/V1 600 NFCL主绕组匝数N1400 NFCL主绕组匝数N260 辅助支路电阻R/W0.2
图15中，三相交流电源经三相调压并整流输出的直流电压为40V，线路中的总负载为20W，K1为线路总开关，K2为故障短路开关，K2闭合，线路发生短路后，线路的总负载为2W，限流器内阻为1W，将示波器并联在观测电阻R1两端，由所测得的电压来反映线路中的电流变化情况。
图15 实验现场及接线原理
Fig.15 Experimental site and wiring schematic diagram
为研究NFCL的限流及快速响应特性，选择不串入限流器、串入60mH小电感值的定值电抗器、串入传统FCL以及NFCL四种方式进行对比实验。采取K2闭合模拟直流短路故障发生的电流上升阶段，K2快速开断模拟直流短路故障切除回复的电流下降阶段。同时按照实验电路原理（见图15），搭建1:1的等比小容量仿真电路模型，用于对比验证。
四种限流器下的故障电流实验及仿真结果的对比波形如图16所示，实验及仿真中的故障电流的上升及下降时间见表5。
由实验结果可见，在不接电感时，系统中的纹波十分明显，NFCL能作为平波电抗器有效地抑制系统中的纹波，而由于仿真中直接采用理想直流源，因此得到的波形均为无纹波的平滑波形。
1）故障电流上升阶段。NFCL与传统FCL限流效果相当，仿真结果与实验结果大体相同。仿真中的限流效果较实验略好的原因推测是仿真中NFCL的B-H曲线采用的是理想曲线，电感的突变十分明显。而实际NFCL样机的B-H曲线变化是渐变过程，故较理想曲线的限流效果略差。
图16 四种限流器下的故障电流波形
Fig.16 Waveforms of fault current under four kinds of current limiters
表5 故障电流的上升及下降时间
Tab.5 Rise and fall time of fault current（单位: ms）
无电感L=60mHFCLNFCL Trise实验5247575 Trise仿真155174174 Tdown实验383620 Tdown仿真0.57245.5
2）故障电流下降阶段。实验结果与仿真结果大体一致。仿真较实验的故障电流下降更快的原因推测是仿真是采用的理想的B-H曲线，而实际中NFCL存在磁滞现象，导致电流下降阶段的电感变化与上升阶段并非呈反向对称关系，电感值较不考虑磁滞现象时略大，导致实验结果的电流下降时间更长。实验结果中，NFCL较传统FCL的故障电流下降速度提升了47%，这与仿真中NFCL能较传统FCL极大程度提升故障电流下降速率相吻合。然而实验结果并没有如仿真结果中提升71.6%那么明显，推测存在差距的原因主要有两点：①辅助支路中实际存在杂散电感；②该辅助支路中的电阻值不够小，从而折算到NFCL的主支路一次侧时的电阻值更大，一定程度上影响了电流下降速度。
综上所述，根据实验、理论、仿真对比分析，实验结果与前述理论分析与仿真结果基本一致，可得NFCL在保证传统FCL限流性能的同时能够有效提升电流下降速度。
本文提出了一种用于限流式直流断路器的新型故障限流器。通过理论计算、仿真分析和实验验证得到以下结论：
1）NFCL通过磁耦合的方法能够实现系统正常状态下代替平波电抗器维持小电感运行，在故障状态下能快速退饱和变成大电感限流，同时能消除大电感延长电流下降时间的负面影响。全程自适应动作，无需触发装置，响应速度快。在±500kV的直流系统中较传统FCL减小电流下降时间71.6%。
2）NFCL相较于传统FCL能够明显降低DCB的吸能应力，并且能一定程度上降低DCB的过电压峰值。在±500kV的直流系统中能较传统FCL降低DCB的过电压峰值24.9%，降低了DCB吸能99.1%。
3）NFCL解决了二极管位于高压侧承受高压的问题，降低了对地绝缘制造成本。
4）对NFCL的主要电磁参数提出了设计要求，设计出一台小型样机，并通过实验验证其可行性。
参考文献
[1] 王灿, 杜船, 徐杰雄. 中高压直流断路器拓扑综述[J]. 电力系统自动化, 2020, 44(9): 187-199.
Wang Can, Du Chuan, Xu Jiexiong. Topology over- view of medium and high voltage DC circuit breakers[J]. Automation of Electric Power Systems, 2020, 44(9): 187-199.
[2] 付华, 陈浩轩, 李秀菊, 等. 含边界元件的MMC- MTDC直流侧单端量故障辨识方法[J]. 电工技术学报, 2021, 36(1): 215-226.
Fu Hua, Chen Haoxuan, Li Xiuju, et al. Single terminal fault identification method for MMC-MTDC with boundary element[J]. Transactions of China Electrotechnical, 2021, 36(1): 215-226.
[3] 金涛, 苏见燊, 张明扬. 基于混合式断路器的直流电网保护方案研究[J]. 电机与控制学报, 2020, 24(3): 106-113.
Jin Tao, Su Jianshen, Zhang Mingyang. Study on protection scheme of DC power grid based on hybrid circuit breaker[J]. Electric Machines and Control, 2020, 24(3): 106-113.
[4] 朱军, 李波, 阮江军, 等. 基于人工过零技术的直流真空分断过程分析及验证[J]. 电机与控制学报, 2019, 23(1): 63-72.
Zhu Jun, Li Bo, Ruan Jiangjun, et al. Analysis and verification of DC vacuum breaking process based on artificial zero crossing technology[J]. Electric Machines and Control, 2019, 23(1): 63-72.
[5] 邓二平, 应晓亮, 张传云, 等. 新型通用混合型直流断路器用IGBT测试平台及测试分析[J]. 电工技术学报, 2020, 35(2): 300-309.
Deng Erping, Ying Xiaoliang, Zhang Chuanyun, et al. IGBT test platform and test analysis for new general hybrid DC circuit breaker[J]. Transactions of China Electrotechnical, 2020, 35(2): 300-309.
[6] 张祖安, 黎小林, 陈名, 等. 160kV超快速机械式高压直流断路器的研制[J]. 电网技术, 2018, 42(7): 2331-2338.
Zhang Zu’an, Li Xiaolin, Chen Ming, et al. Deve- lopment of 160kV ultra fast mechanical high voltage DC circuit breaker[J]. Power System Technology, 2018, 42(7): 2331-2338.
[7] Shukla A, Demetriades G D. A survey on hybrid circuit-breaker topologies[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2015, 30(2): 627-641.
[8] 葛国伟, 程显, 王华清, 等. 低压混合式直流断路器中真空电弧电流转移判据[J]. 电工技术学报, 2019, 34(19): 4038-4047.
Ge Guowei, Cheng Xian, Wang Huaqing, et al. Criterion of vacuum arc current transfer in low voltage hybrid DC circuit breaker[J]. Transactions of China Electrotechnical, 2019, 34(19): 4038-4047.
[9] 杨田, 刘晓明, 吴其, 等. 单向直流断路器拓扑与保护策略分析[J]. 电工技术学报, 2020, 35(增刊1): 259-266.
Yang Tian, Liu Xiaoming, Wu Qi, et al. Analysis of topology and protection strategy of unidirectional DC circuit breaker[J]. Transactions of China Electro- technical, 2020, 35(S1): 259-266.
[10] Hassanpoor A, Häfner J, Jacobson B. Technical assessment of load commutation switch in hybrid HVDC breaker[J]. IEEE Transactions on Power Elec- tronics, 2015, 30(10): 5393-5400.
[11] 赵书涛, 王波, 华回春, 等. 基于马尔科夫模型的直流断路器可靠性评估方法[J]. 电工技术学报, 2019, 34(增刊1): 126-132.
Zhao Shutao, Wang Bo, Hua Huichun, et al. Reliabi- lity evaluation method of DC circuit breaker based on Markov model[J]. Transactions of China Electro- technical, 2019, 34(S1): 126-132.
[12] 裘鹏, 黄晓明, 王一, 等. 高压直流断路器在舟山柔直工程中的应用[J]. 高电压技术, 2018, 44(2): 403-408.
Qiu Peng, Huang Xiaoming, Wang Yi, et al. Appli- cation of high voltage DC circuit breaker in Zhoushan flexible and straight project[J]. High Voltage Tech- nology, 2018, 44(2): 403-408.
[13] 石巍, 曹冬明, 杨兵, 等. 500kV整流型混合式高压直流断路器[J]. 电力系统自动化, 2018, 42(7): 102- 107.
Shi Wei, Cao Dongming, Yang Bing, et al. 500kV rectifier hybrid HVDC circuit breaker[J]. Automation of Electric Power Systems, 2018, 42(7): 102-107.
[14] 王辉, 马超, 郝全睿, 等. 一种强制换流型混合式高压直流断路器方案[J]. 高电压技术, 2019, 45(8): 2425-2433.
Wang Hui, Ma Chao, Hao Quanrui, et al. A scheme of forced converter hybrid HVDC circuit breaker[J]. High Voltage Technology, 2019, 45(8): 2425-2433.
[15] 杨汾艳, 徐政. 直流输电系统平波电抗器电感参数的选择研究[J]. 高压电器, 2009, 45(3): 8-10, 14.
Yang Fenyan, Xu Zheng. Study on selection of inductance parameters of smoothing reactor in DC transmission system[J]. High Voltage Apparatus, 2009, 45(3): 8-10, 14.
[16] 李帅, 赵成勇, 许建中, 等. 一种新型限流式高压直流断路器拓扑[J]. 电工技术学报, 2017, 32(17): 102-110.
Li Shuai, Zhao Chengyong, Xu Jianzhong, et al. A new topology of current limiting HVDC circuit breaker[J]. Transactions of China Electrotechnical, 2017, 32(17): 102-110.
[17] 康成, 吴军辉, 钟建英, 等. 一种含限流限压功能的混合式直流断路器方案[J]. 中国电机工程学报, 2017, 37(4): 1037-1044.
Kang Cheng, Wu Junhui, Zhong Jianying, et al. A hybrid DC circuit breaker scheme with current and voltage limiting function[J]. Proceedings of the CSEE, 2017, 37(4): 1037-1044.
[18] 李承昱, 李帅, 赵成勇, 等. 适用于直流电网的限流混合式直流断路器[J]. 中国电机工程学报, 2017, 37(24): 7154-7162.
Li Chengyu, Li Shuai, Zhao Chengyong, et al. Current limiting hybrid DC circuit breaker for DC power grid[J]. Proceedings of the CSEE, 2017, 37(24): 7154-7162.
[19] 宋冰倩, 赵成勇, 许建中. 适用于直流电网的多端口限流式直流故障保护方案[J]. 中国电机工程学报, 2020, 40(4): 1185-1195, 1410.
Song Bingqian, Zhao Chengyong, Xu Jianzhong. Multi port current limiting DC fault protection scheme for DC power grid[J]. Proceedings of the CSEE, 2020, 40(4): 1185-1195, 1410.
[20] Yuan Jiaxin, Zhou Hang, Gan Pengcheng, et al. A novel concept of fault current limiter based on saturable core in high voltage DC transmission system[J]. Aip Advances, 2018, 8(5): 056636.
[21] Yuan Jiaxin, Zhou Hang, Zhong Yongheng, et al. Performance investigation on DCSFCL considering different magnetic materials[J]. Aip Advances, 2018, 8(5): 056621.
[22] 汤广福, 王高勇, 贺之渊, 等. 张北500kV直流电网关键技术与设备研究[J]. 高电压技术, 2018, 44(7): 2097-2106.
Tang Guangfu, Wang Gaoyong, He Zhiyuan, et al. Research on key technologies and equipment of Zhangbei 500kV DC power grid[J]. High Voltage Technology, 2018, 44(7): 2097-2106.
[23] 邹亮, 李庆民, 刘洪顺, 等. 大容量永磁饱和型故障限流器参数设计与优化[J]. 中国电机工程学报, 2011, 31(9): 105-112.
Zou Liang, Li Qingmin, Liu Hongshun, et al. Parameter design and optimization methodology for large capacity applications of permanent-magnet-biased saturation based fault current limiter[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(9): 105-112.
[24] COLONEL M. 变压器与电感设计手册[M]. 北京:中国电力出版社, 2013.
[25] Zhu Gaojia, Liu Xiaoming, Li Longnü, et al. Coupled electromagnetic-thermal-fluidic analysis of permanent magnet synchronous machines with a modified model[J]. CES Transactions on Electrical Machines and Systems, 2019, 3(2): 204-209.
Topology and Parameter Design of a Fast Response DC Current Limiter
Abstract The current limiting DC circuit breaker combined with fault current limiter will become a new trend of the development of DC circuit breaker towards high breaking capacity. However, the current permanent magnet saturated fault current limiter has the problem of prolonging the falling time of fault current. In this paper, a new type of fast response DC current limiter is proposed based on the topology optimization of the permanent magnet saturated fault current limiter. This paper proposes an auxiliary branch by magnetic coupling with the topology of the original current limiter, which can eliminate the negative effect that prolongs the falling time of fault current when the current limiter is disconnected and accelerate the breaking process. Moreover, it can reduce the peak value of over-voltage in the process of breaking, thereby protecting the fully controlled power electronic devices of high cost in the DC circuit breaker. At the same time, it can greatly reduce the energy absorption stress of the DC circuit breaker energy absorption branch and further reduce the manufacturing cost of the DC circuit breaker energy absorption branch. The new type of current limiter can operate adaptively in the whole process without triggering the control device, and its response is also more direct and rapid than the traditional current limiter. The diode is on the low-voltage side, which reduces the insulation cost. The working principle of the new current limiting DC circuit breaker is introduced through theoretical analysis, and the design requirements for the main electromagnetic parameters are analyzed by mathematical derivation. The feasibility of the scheme is verified by the combination of magnetic circuit finite element simulation and circuit simulation. A small capacity test prototype is designed. The comparison between the field test and the small capacity simulation shows that the new fast response current limiter can effectively improve the current drop speed.
keywords：Permanent magnet saturation type fault current limiter, DC circuit breaker, energy absorption stress, magnetic coupling, fast response
中图分类号：TM561
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.200135
国家重点研发计划项目（2017YFB0902904）、湖北省杰青项目（2020CFA098）和湖北省重点研发计划项目（2020BAB111）资助。
收稿日期 2020-04-14
改稿日期 2020-05-14
袁佳歆 男，1981年生，博士，教授，博士生导师，研究方向为高压智能磁控电抗技术、电能质量控制技术和电网无功电压控制技术。E-mail: yjx98571@163.com
陈鹤冲 男，1994年生，博士研究生，研究方向为直流限流器及直流断路器。E-mail: 616639023@qq.com（通信作者）
（编辑 崔文静）