图1 新型机电混合断路器拓扑结构
Fig.1 Topology of novel EM-HCB
摘要 为降低传统机械式断路器动作过程产生的触头烧蚀、暂态恢复电压与介质恢复过程的竞争、关合涌流等暂态过程的影响，该文提出一种用于配电系统的新型机电混合断路器拓扑结构：双断口真空灭弧室负责通载额定电流，动作时电流转移到与其并联的背靠背大功率整流二极管，由二极管完成开关的零区过程。该拓扑结构可以消除上述合分操作可能产生的暂态过程，且能保持机电开关各自的优势。首先分析新型机电混合断路器的动作过程和原理并进行仿真；然后搭建实验样机，进行机电部分的电流转移特性实验。仿真及实验的结果表明：电流转移的时间受二极管的特性参数影响，存在饱和效应；在本实验条件下的转移电流峰值达到二极管额定电流3倍时电流转移率开始减小，达到5倍时电流转移趋向于饱和；该文给出的拓扑结构在典型参数下能够实现10kA短路电流的微弧甚至无弧分断，断路器的机电混合模式对电力开关的发展具有重要意义。
关键词：电流转移 机电混合断路器 功率二极管 无弧分断
传统机械开关动作时存在以下暂态过程：开断过程除了燃弧阶段会烧蚀触头，降低开关使用寿命外，弧后阶段的弧隙在介质恢复（Dielectric Recovery, DR）过程与暂态恢复电压（Transient Recovery Voltage, TRV）竞争的作用下容易发生重燃，降低故障开断的成功率[1]。在关合过程中常见的触头弹跳与预击穿，可能产生涌流和暂态过电压，同样威胁电力系统的安全。另一方面，随着电力电子器件的发展，晶闸管投切电容器组、模块化多电平换流器、柔性多状态开关、零点投切等技术在电力系统领域展现出很好的发展势头[2-3]。但电力电子器件存在的通态损耗及单元工作电压偏低的问题，困扰其在电力系统领域中的应用与推广。为了结合两种开关的优势，取长补短，研究人员提出了机电混合断路器的新思路[4-5]。
在高压直流输电领域，ABB公司将电力电子器件与机械开关结合，推出混合式高压直流断路器[6]。文献[7]的研究结果表明混合式直流断路器动作时，电流可以在200ms时间内从机械开关中可靠转移到电力电子器件中。文献[8]对混合式高压直流断路器的分断过程进行了瞬态电磁建模，并分析了开断过程产生电磁干扰的原因。
电力电子器件与机械开关相结合的混合结构也在交流系统的诸多领域得到探索。人们研究了应用于混合式有载分接开关（On-Load Tap-Changer, OLTC）中的电力电子器件，得到应用全控器件与半控器件的特点[9-10]。ABB采用电机操动机构及插入式空气触头，将数个断口与二极管模块化集成串联组成混合式开关，用于投切电容器组[11]。文献[12]对ABB的混合开关的应用领域进行了研究，将其用于投切中压系统中的电机起动。文献[13]将ABB的技术方案应用于电容投切以减少电容老化，证明了这种混合开关的优势。文献[14]将混合式断路器用于投切电容器组，并进行了仿真研究，证明拓扑结构能够有效减小浪涌电流。文献[15]在ABB的技术方案基础上进行改进优化，减少断口数及功率二极管数。
近年来电力电子器件向更高的电压和电流等级发展[16]。文献[17]结合应用分析了大功率电力电子器件的反向恢复特性。文献[18-19]归纳了大功率二极管的物理模型参数，分析了二极管的动态特性。文献[20-21]搭建了绝缘栅双极型晶体管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）的试验平台，对IGBT的动态特性进行了测试。
但上述交流应用场景下的混合开关大多为简单机械断口，电气性能参数水平有限，多用于低载荷的变压器有载分接开关及配电网无功补偿电容器投切开关等占比很小的一些应用，其控制电流和电场应力都比较小，无法应用于量大面广的配电断路器领域及中高压输电线路的大容量无功补偿。
本文提出一种用于配电网的新型机电混合断路器拓扑结构：双断口真空灭弧室负责通载额定电流，动作时无需控制单元由电弧电压驱动即可通过大功率二极管实现电流转移。初步的拓扑分析及试验结果表明：新型机电混合断路器的零区过程由并联二极管主导，真空灭弧室可以实现微弧甚至无弧开断，化解了真空开关熄弧重担。
新型机电混合断路器（Electro-Mechanical Hybrid Circuit Breaker, EM-HCB）的拓扑结构如图1所示，VD1、VD2为大功率整流二极管，CB1、CB2为真空灭弧室。
图1 新型机电混合断路器拓扑结构
Fig.1 Topology of novel EM-HCB
新型EM-HCB的实物样机如图2所示。样机选用TF-7.2/400型负荷开关用真空灭弧室。图中每组二极管由3个额定电流1 000A的ZP型管芯串联压接而成。样机的具体参数见表1。
图2 新型机电混合式断路器样机
Fig.2 Prototype of novel EM-HCB
表1 新型机电混合断路器样机参数
Tab.1 Parameters of novel EM-HCB
参 数数 值 二极管组导通电压/V0.86 单二极管反向电压/V5 000 二极管最大通态平均电流/A2 435 整机额定电压/kV12 额定电流/A400
新型机电混合断路器在正常载流情况下由双断口真空灭弧室导通电流，通态损耗可以忽略不计，分合闸操作时故障电流转入与灭弧室并联的大功率整流二极管，由二极管主导开关的零区过程，实现机械开关的无电弧动作、无电流动作、无弧后DR与TRV竞争等无暂态动作。分合闸过程如图3所示。
1.2.1 分闸操作
当双断口在同一半波动作时，如图3a的曲线所示，t＜t0为HCB正常合闸状态，参照图1，系统电流流经CB1和CB2，VD1与VD2处于截止状态。系统在t0时刻发出分闸指令，操动机构线圈通电励磁，t1时刻CB1和CB2同时开始动作（始动）。到t2时刻CB2退完超程、触头分离。t0～t1为机构励磁时间，t1～t2为CB2的退超程时间。t2时刻CB2触头间产生电弧，进入电流转移阶段即t2～t3。真空电弧的电压一般为10～25V[22]，大于处于正向偏置的二极管VD2的导通电压阈值，电流由CB2转移到VD2。t3时刻电流已完全转移至VD2，CB2的电流降到零、电弧熄灭，开始介质恢复阶段，避免了系统电流过零后DR与TRV的竞争过程。分闸过程持续到t4时刻，操动机构运动至全行程，灭弧室达到额定开距。t5时刻，系统电流过零、CB1中电弧熄灭，VD1导通，系统暂态电压反向作用在VD2两端，使之截止，完成故障开断。CB1、CB2实现无DR与TRV竞争的无暂态动作过程。
图3 机电混合断路器动作过程
Fig.3 Operation process of EM-HCB
本拓扑的两个真空灭弧室也可以通过选相控制实现异步操作：控制CB2在正半波动作，CB1在接下来的负半波动作。分断时CB2利用电弧电压驱动电流转移至VD2，可以实现无弧或微弧开断，在系统电流过零前完成介质恢复过程，实现无DR与TRV竞争的无暂态过程。CB1在负半波分断时系统已经断开，CB1实现无电流的无暂态动作。
1.2.2 合闸操作
合闸时，双断口通过调节传动机构可以实现双断口的异步操动，控制CB1在负半波合闸，CB2在正半波合闸。图3b的曲线中（t＜t0）为HCB关合过程的初始状态，CB1与CB2均处于分闸状态，VD1和VD2均截止，系统处于开路。设t0时刻控制单元给操动机构线圈发出关合指令，经t0～t1的励磁时间，t1时刻CB1和CB2同时开始动作。设CB1在电流负半波首先关合，此时电流未导通，CB1实现无电流的无暂态动作。当电流变为正半波时系统电流经由CB1与VD2形成通路，回路导通。t2时刻CB2触头无弧关合，实现无弧的无暂态动作。此时电流由VD2转移至CB2中。到t3时刻电流转移完毕，系统经CB1、CB2形成回路，VD2截止，开关完成关合过程。
综上所述，新型机电混合断路器可以实现无暂态的分合闸过程。
机电混合断路器的电力电子开关部分采用典型的大功率整流二极管，其伏安特性如图4所示。当二极管处于正向偏置、外加电压不足以克服PN结内电场对多子运动的阻碍作用时，电流近似于零。当电压达到阈值UTO时，正向电流迅速增加，二极管完全导通。当电流为iF时，二极管两端电压为uF。当二极管处于反向偏置时，反向电流IRR主要是由少子的漂移运动形成。当反向电压继续增加到反向击穿电压UB时，电流突然增加，二极管反向击穿。
图4 整流二极管伏安特性
Fig.4 Volt-ampere characteristics of rectifier diode
现有大功率整流二极管单元的工作电压水平低于配电系统额定电压，需将二极管串联成模块使用。多管串联的连接端面电接触需施加足够的安装压力。随着电流增加，二极管的管压降增加。二极管通态伏安特性曲线与二极管参数、安装条件、工况、环境温度等因素相关，因此二极管的选取参数须按实际情况分析。
二极管的导通过程为正向压降先出现一个过冲电压UFP，经过一段时间才趋于接近稳定电压uF，如图5所示。这段时间称之正向恢复时间tfr，一般为ms级[19, 23]，远小于工频电流的起始上升时间，可以忽略。
图5 二极管导通特性
Fig.5 Diode conduction characteristics
二极管由导通到截止的过程称之关断，须经过一段时间才能反向阻断电流，进入截止状态；这段时间称之反向恢复时间trr，由延迟时间td=t1-t0与下降时间tf=t2-t1组成。关断之初有较大的反向电流IRM出现，并伴随有一定的反向电压过冲URM。本文采用的二极管反向恢复时间trr为4.2ms。
图6 二极管关断特性
Fig.6 Diode turn off characteristics
机电混合断路器中大功率二极管的电流导通时间一般不长于一个工频半波，可按浪涌电流特性选择器件参数。本文样机采用的二极管通态平均电流IFR为2.4kA，由式（1）可得，正常分断的正弦电流峰值Im为7.6kA。
（1）
式中，
为角频率；t为时间。
为验证机电混合断路器的工作机理，搭建了基于振荡回路的机电混合断路器大电流实验平台，图7为实验平台的电路原理。图7中，Ci和Li分别为振荡回路的电容和电感，二者振荡产生50Hz的工频试验电流。DB为投入开关，用来控制电流源放电。AB为辅助保护开关。CB1、CB2、VD1、VD2组成机电混合断路器。LC的额定参数为：电容Ci=56mF；电感Li=0.18mH。
图7 实验平台
Fig.7 Experimental platform
机电混合断路器的仿真模型是基于新型拓扑及实验平台参数建立的，采用PSCAD电磁暂态仿真软件进行仿真分析。其中，电弧电压设为20V，单只二极管的阈值设为0.86V。分闸过程如图8所示，设CB1与CB2在同一半波动作，CB1流过系统电流。CB2在5ms时刻触头分离开始燃弧，电流由CB2转移至VD2，到5.78ms时刻，电流完全转换至VD2，CB2断口进入介质恢复过程。10ms时刻电流过零，此时CB2已经完成介质恢复过程，不存在DR与TRV竞争过程，可以承受系统暂态恢复电压。
图8 机电混合断路器分断过程典型仿真曲线
Fig.8 Breaking simulation curves of EM-HCB
图9为传统机械式开关关合10mF电容器组的过程。在5ms时刻真空灭弧室发生预击穿关合电容器，导致电路出现高频涌流电流，幅值达到3.0(pu)，严重威胁系统安全。
图9 传统机械式开关合闸电容器组的仿真波形
Fig.9 Simulation waveforms of traditional mechanical switch closing capacitor groups
图10为新型机电混合式断路器关合10mF电容器组过程的电流波形。其中由于CB1与CB2在关合后电流相同，为显示效果，在图10中CB1取反。在5ms前电流负半波时CB1闭合，在5ms时刻系统电流变为正半波，回路经由CB1和VD2导通。10ms时刻CB2无弧闭合，电流转移由VD2转移至CB2，回路正常导通。新型机电混合式断路器关合电容器组时电流幅值只有0.1(pu)，远小于传统机械式开关的关合过程。
图10 新型机电混合断路器合闸电容器组的仿真波形
Fig.10 Simulation waveforms of EM-HCB closing capacitor groups
图2所示的机电混合断路器实验样机在图7的实验平台上进行合分实验，图11为转移电流峰值为3kA时，开断电流转移过程的实验波。
图11 典型开断过程电流转移曲线
Fig.11 Current commutation curves of typical breaking process
可以看出，5.5ms时CB2开始退超程，但断口间电压达到二极管的导通阈值之前，二极管未导通。7.2ms时CB2退超程结束，动静触头分离，产生电弧，CB2中电弧电压超过VD2的导通阈值，VD2导通。经400ms电流完全转移至VD2后，CB2触头间电弧由于电流过零而熄灭。13.4ms时系统电流过零，灭弧室CB1中电流过零，电弧熄灭。二极管VD2由于电压反向而截止，暂态恢复电压加在CB2及VD2两端。由于CB2熄弧后的恢复时间达5.8ms，此时介质已完全恢复，能够承受系统暂态恢复电压，开断成功。
图12为开断时电流转移峰值达到5kA时的电流转移实验波形。整个电流转移过程与图11基本一致。不同之处在于：大电流情况下，CB2触头间电压由于大电流而增大，在退超程阶段就已达到二极管的导通阈值，使二极管VD2导通，由于二者电压差值不大，前期电流转移至二极管VD2的电流不完全，造成二极管与并联断口共同承担故障电流。当触头分离产生电弧时，电弧电压瞬间增加，电流快速转移至二极管VD2。由于二极管存在饱和效应，在大电流情况下，二极管转移电流过程达到1.6ms。
图12 开断5kA时的电流转移曲线
Fig.12 Current commutation curves of opening 5kA
图13为典型的关合过程电流转移曲线。这里设负载为纯阻性，即电压与电流同相位。如图13所示，CB1在0时刻前已经合闸，由于电路未导通，CB1无电流动作。在6.7ms时刻，CB2无弧关合，电流由VD2向CB2转移。经500µs后，电流全部转移至CB2，VD2截止，电流流经CB1、CB2形成回路，电流转移完成。9.8ms时刻CB2合闸弹跳分离，此时电流转移至VD2，10.5ms时触头关合，电流转移回CB2。关合过程中，CB2两端电压在未闭合前为与之并联的二极管VD2两端的电压降，且无电流流过，因此CB2关合过程不会发生预击穿，弹跳期间通过电流转移使得电流可以平滑过渡。
图13 典型关合过程电流转移曲线
Fig.13 Current commutation curves of typical closing process
电流转移是机电混合断路器的重点关注过程。定义电流转移时间为两种开关之间的电流从开始转移到90%峰值所用时间；定义电流转移率为实际转移电流峰值与转移时间之比。图14为样机条件下电流转移时间与电流转移峰值的实验归纳。可以看出，随着电流转移峰值的增加，电流转移时间也随之增加。在小于3kA时，电流转移时间小于500ms，即转移率在6A/ms以上，当转移电流超过3kA后，二极管电压随电流增加而明显增大，二极管达到通态峰值电压，电流成功转移的分散性增大，电流转移率开始减小，且随着转移电流峰值的增加而不断减小。当电流转移峰值达到5.5kA时，电流转移率在3A/ms以下，转移电流峰值曲线随时间增加而趋于水平，表明电流转移已经到达了饱和值。
图14 电流转移时间曲线
Fig.14 Curve of current commutation time
图15为电流转移时间曲线与10kA正弦电流变化关系。电流转移较慢时对应的是工频电流峰值附近，系统工频电流瞬时值高对应的是相对长的到达零点时间。若灭弧室在电流峰值点附近开断，则电流转移如图12所示的由灭弧室和二极管共同承担电流。而当电流下降至小于饱和值后，由于过零前工频电流下降率小于电流转移率，如电流为3kA时，电流转移需400ms，而工频电流从3kA降到零需1ms，系统电流可以迅速转移至二极管，灭弧室可以实现无暂态分断，不会出现CB2持续燃弧至系统电流过零的情况。因此在开断小于10kA故障电流时，无论灭弧室的开断时刻在任何相位，电流均能快速转移至二极管，实现无DR与TRV竞争的无暂态分断。因此，二极管电流转移率对实际分断过程的影响有限，在应用中二极管的电流参数留有一定的冗余。
图15 转移电流时间与工频电流关系曲线
Fig.15 The relationship curves between current commutation time and power frequency current
新型机电混合断路器的电流转移过程是实现其功能的关键，电流转移过程的具体参数及特性与二极管动态特性等微观过程和参数相关，需后续深入研究探索和多学科交叉的理论支持。
新型机电混合断路器结合了机械式开关与电力电子器件各自的优势、克服二者的短板。本研究提出用于配电网的机电混合断路器新的拓扑结构，在中压断路器范围内实现无暂态分合闸操作。具体结论如下：
1）提出一种由双断口真空灭弧室并联背靠背整流二极管组成，用于配电网的新型机电混合断路器。本拓扑结构操作灵活，保留了两种开关各自的优点，采用二极管可以无需控制单元实现电流转移过程，应用真空灭弧室可达到中压配电断路器等级的性能参数。
2）本文提出的新型机电混合断路器正常工作状态下真空灭弧室导通电流，通态损耗可以忽略不计；合分闸操作时电流转移到二极管回路，零区过程由并联二极管主导，可以实现系统的双向无暂态分合闸操作，有效降低触头烧蚀、弧后DR与TRV的竞争、涌流等暂态过程，提高灭弧室的电寿命及开断成功率。
3）新型混合断路器的电流转移特性与二极管参数相关，存在饱和效应。本实验条件下当机电混合断路器样机中电流转移峰值达到3倍额定值时电流转移率开始减小，达到5倍额定值时电流转移趋向于饱和。但由于较高的电流瞬时值对应更长的过零时间，零点附近的电流下降率小于电流转移率，因此对转移10kA以下工频电流的实际影响并不大，均能实现无暂态开断。
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Analysis on Novel Electro-Mechanical Hybrid Circuit Breaker and Its Current Commutation Process
Abstract In order to reduce the influence of transient process caused by the action process of the traditional mechanical circuit breaker, such as contact ablation, the competition between transient recovery voltage (TRV) and dielectric recovery (DR) process, and closing inrush current, this paper proposes a new type of electro-mechanical hybrid circuit breaker (EM-HCB) topology for the distribution system. In the topology, the double-break interrupters were responsible for carrying the rated current. During the action process, the current was commutated to the back-to-back high-power rectifier diodes in parallel, and the diodes completed the current zero-crossing process of the circuit breaker. This topology can eliminate the transient process that may be generated by the above closing and opening operations and maintain the advantages of mechanical and electrical switches. Firstly, the theoretical model and simulation of this topology were carried out to describe the action process of the novel EM-HCB. Then the experimental prototype was built to carry out current commutation characteristic experiments of the electro-mechanical part. The simulation and experimental results show that the time of the current commutation is affected by the characteristic parameters of the diode, and there is a saturation effect of the current commutation rate. When the peak value of the commutation current reaches three times the rated current of the diode, the current commutation rate begins to decrease. When it reaches five times, the current commutation tends to be saturated. The proposed topology can realize micro arc or non-arc breaking of 10kA short-circuit current under typical parameters. The electro-mechanical hybrid mode of the circuit breaker is of great significance to developing power switches.
keywords：Current commutation, electro-mechanical hybrid circuit breaker (EM-HCB), high power diode, non-arc breaking
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.211547
中图分类号：TM561
国家自然科学基金资助项目（52077025）。
收稿日期 2021-9-29
改稿日期 2021-11-09
郭兴宇 男，1989年生，博士研究生，研究方向为机电混合断路器及运动特性。E-mail: guoxy2014@mail.dlut.edu.cn
黄智慧 男，1982年生，工程师，硕士生导师，研究方向为智能电器、无线电能传输、限流技术等。E-mail: huangzhihui@dlut.edu.cn（通信作者）
（编辑 郭丽军）