图1 所提多端口混合式直流断路器拓扑
Fig.1 Topology of the proposed FCL-MHDCB
摘要 混合式直流断路器是实现柔性直流电网故障电流快速阻断的重要装备。然而，目前每条直流线路两端均需配备一台价格昂贵的二端口混合式直流断路器，这严重限制了其在未来新型电力系统中的规模化应用。该文提出一种具备故障电流限制能力的多端口直流断路器，在实现故障双向阻断的基础上，与常规方案相比故障电流峰值下降了38.0 %、避雷器能量耗散应力下降了61.21 %。更为重要的是，所提断路器完成直流母线故障隔离后，与故障母线相连的健全直流线路仍可以进行正常功率传输，最大程度地保障了柔性直流电网的健全和持续可靠运行。首先，分析了直流断路器在故障工况下的故障电流阻断原理，并对各个动作过程进行了理论推导；然后，揭示了电容和电感参数对断路器限流性能的影响机理，确定了限流单元的元件选型方法；最后，基于PSCAD/EMTDC对所提具备故障电流限制能力的多端口直流断路器进行了仿真分析，结果表明，所提多端口直流断路器具有较强的有效性和适应性。
关键词：柔性直流电网 多端口混合式直流断路器 限流单元 预充电
柔性直流电网是实现大规模可再生清洁能源友好接入和灵活消纳的有效解决方案，是支撑我国构建以新能源为主体的新型电力系统，践行“碳达峰、碳中和”宏伟战略的重要技术手段[1-3]。然而，由于柔性直流电网的低阻尼特性，直流侧发生故障后近端换流站的子模块电容将迅速向故障点放电，导致故障电流在几毫秒内达到数十千安[4-5]，极有可能造成近端换流阀闭锁和系统主设备不可逆损坏。因此，为最大程度地保障柔性直流电网的健全和持续可靠运行，亟待研究柔性直流电网故障电流快速阻断 方案。
目前，就最大程度地保障柔性直流电网的健全和持续可靠运行而言，基于半桥子模块结构的模块化多电平换流器（Modular Multilevel Converter, MMC）配合直流断路器（DC Circuit Breaker, DCCB）进行故障电流阻断的方案优势明显[6-8]。混合式DCCB采用快速机械开关导通负载电流，利用全控型电力电子组件开断故障电流，兼具机械式DCCB低通态损耗和固态式DCCB快速动作的优势[9]，具有广阔应用前景。全球能源互联网研究院有限公司提出的桥式级联全控型混合式直流断路器拓扑方案，已分别于2016年和2019年成功应用于浙江舟山±200 kV五端柔性直流输电示范工程[10]和±500 kV张北可再生能源柔性直流电网示范工程[11]。为耐受故障电流分断过程中的高强度电气应力[12-13]，混合式直流断路器转移支路级联的大量电力电子组件导致了断路器整体研制成本高昂。此外，随着柔性直流电网规模不断扩大，基于就地化保护策略，每条直流线路两端均需配备一台价格昂贵的混合式直流断路器。这不但造成工程投资成本巨大，而且严重制约了混合式直流断路器在未来复杂直流电网工程中的规模化应用。
为有效降低直流电网总投资成本，可将连接于同一直流母线的多台直流断路器集成为一台多端口直流断路器[14-15]（Multi-Port DC Circuit Breaker, MP-DCCB）。文献[16]提出了一种二极管桥式混合式MP-DCCB，采用二极管桥固定流经转移支路的故障电流方向，使转移支路仅需使用单向通流的电力电子组件，在保障故障电流双向阻断的基础上降低了断路器成本。文献[17]提出了一种经济型高性能多端口直流断路器，采用通流支路、晶闸管、主断支路和二极管的环形结构实现了故障电流的双向阻断。然而，直流母线发生短路故障后，多端口直流断路器的转移支路需开断来自多条直流线路的故障电流。相较于传统二端口混合式直流断路器，多端口混合式直流断路器的转移支路需耐受的故障电流应力更大。因此，为保障多端口混合式直流断路器的安全稳定运行，在故障电流阻断过程中需考虑故障电流的快速有效抑制。
文献[18]提出了一种新型多端口限流式直流断路器拓扑，限流单元通过预充电电容辅助晶闸管关断，最终使限流电感投入故障回路中，动作逻辑简单。文献[19]提出了一种多端口限流式直流故障保护方案，限流单元电容利用直流电网进行预充电，并辅助晶闸管关断，抑制了故障电流发展速度。然而，上述方案在每次故障电流阻断前都需对限流单元电容进行预充电，当系统发生连续故障或重合闸于永久故障时需要立即对预充电电容进行充电。此外，限流单元与多端口直流断路器的整体动作时序延长了故障电流阻断时间，有可能造成近端换流阀闭锁和系统主设备不可逆损坏。更为糟糕的是，现有的多端口直流断路器故障电流阻断方案在完成直流母线故障电流阻断后，与故障母线相连的健全直流线路因处于中断连接状态而无法进行正常功率传输，不能最大程度地保障柔性直流电网的健全和持续可靠运行。
针对上述问题，本文提出了一种具备故障电流限制能力的多端口混合式直流断路器（Multi-port Hybrid DC circuit Breaker with Fault-Current Limiting capability, FCL-MHDCB），在保障故障电流双向阻断的前提下，通过整体动作时序优化，提升了故障电流限制效果，降低了避雷器能量耗散应力。此外，当断路器重合于永久性故障时，仅需协调有序导通限流单元中的晶闸管配合限流单元电容可快速实现故障隔离，无需立即对限流单元电容充电。特别地，在完成直流母线故障隔离后，基于所提FCL-MHDCB方案，与故障母线相连的健全直流线路仍可以进行正常功率传输，极大地提高了系统的供电可靠性。本文首先提出了具备故障电流限制能力的多端口直流断路器拓扑，分析了其在直流线路故障工况下的故障电流阻断原理；然后，揭示了电容和电感参数对断路器限流性能的影响机理，确定了限流单元的元件选型方法；最后，基于三端柔性直流电网电磁暂态模型，验证了所提方案的有效性和适应性。
所提多端口混合式直流断路器拓扑如图1所示，FCL-MHDCB拓扑中共含n+1个电气节点，图1中，S为连接换流站的节点，Port 1～Port n分别为连接n条直流线路的节点。FCL-MHDCB主要由主支路、转移支路、耗能支路、限流单元和辅助单元五部分组成，每部分详细介绍如下。
图1 所提多端口混合式直流断路器拓扑
Fig.1 Topology of the proposed FCL-MHDCB
（1）主支路。主支路由超高速机械开关（Ultra- high-speed Mechanical Switch, UMS）和少量绝缘栅双极型晶体管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）桥式电力电子组件（Power Electronics Modules, PEMs）组成，主要用于导通正常负荷电流。
（2）转移支路。转移支路由大量二极管桥式PEMs级联而成，主要用于短时承载故障电流和建立耗能支路金属氧化物可变电阻（Metal Oxide Varistors, MOVs）触发导通电压。
（3）耗能支路。耗能支路由MOVs阀片串、并联组成，主要用于建立暂态分断电压和耗散系统故障能量。
（4）限流单元。限流单元与转移支路串联，主要由二极管全桥、晶闸管全桥、预充电电容C和限流支路四部分组成。其中，二极管全桥主要用于双向导通故障电流，进而配合其他部分实现故障电流的双向阻断；预充电电容C位于晶闸管全桥内，通过协调有序导通晶闸管VTa1、VTa2、VTa3和VTa4实现故障电流向限流支路迅速转移，预充电电容C的预充电电路及放电回路省略；限流支路由晶闸管VTb和限流电感LFCL串联而成，用于抑制故障电流上升率。
（5）辅助单元。辅助单元由晶闸管组VTg和多个二极管组构成。其中，反并联二极管组VDi1和VDi2连接同一电气节点Port i（i=1, 2, 3,…, n），协同晶闸管组VTg辅助故障电流从主支路换流至转移支路。
所提具备故障电流限制能力的多端口直流断路器工作过程可分为稳态运行、故障限流和故障电流阻断三个阶段。不失一般性地，以三端口混合式直流断路器为例，详细工作原理如下：
（1）稳态运行阶段（t1～t2）。如图2所示，直流系统稳态运行时，负荷电流通过主支路1和主支路2流经电气节点S、Port 1和Port 2。同时，直流断路器转移支路、耗能支路、限流单元和辅助单元均处于关断状态。
图2 稳态运行阶段
Fig.2 The steady-state operation stage
（2）故障限流阶段（t2～t7）。t2时刻，直流线路1发生金属性接地故障，与其相连的所有换流站MMC子模块电容迅速放电，故障电流迅速增大。如图3a所示，故障电流经电气节点S和Port 2，并通过主支路1和Port 1流向故障点。
如图3b所示，直流断路器在t3时刻收到本地保护动作指令后，闭锁主支路1中的PEMs1，同时导通转移支路所有PEM和限流单元晶闸管，故障电流开始迅速从主支路1向转移支路换流，转移支路电流迅速增大。
t4时刻，流经主支路1的故障电流降为0，UMS1开始启动分闸操作，然后给限流单元晶闸管VTa2和VTb施加触发信号，VTa2因承受正向电压而立即导通，VTb因承受反压保持关断状态。如图3c所示，此时限流单元的晶闸管VTa4开始承受反向电压，电容C电压为左正右负，即电容C与晶闸管VTa2所在支路导通压降低于晶闸管VTa4所在支路，从而强迫故障电流从晶闸管VTa4所在支路向电容C和晶闸管VTa2迅速转移。当承受反压的晶闸管VTa4所在支路中故障电流降至晶闸管维持电流以下时，晶闸管VTa4自然关断，此时预充电电容C仍为左正右负。
图3 故障限流阶段
Fig.3 The fault-current limiting stage
如图3d所示，t5时刻，预充电电容C的电压降为0，故障电流开始对其进行反向充电，预充电电容C的电压开始反向增大，晶闸管VTb因承受正向电压而导通。在限流单元内，故障电流开始从晶闸管VTa3、预充电电容C和晶闸管VTa2所在串联支路迅速向晶闸管VTb和限流电感LFCL所在限流支路转移。
如图3e所示，t6时刻，流经晶闸管VTa3、预充电电容C和晶闸管VTa2所在串联支路故障电流降为0。此时，预充电电容C的电压略高于系统电压，晶闸管VTa2和VTa3因承受反压而自然关断，故障电流全部流经晶闸管VTb和限流电感LFCL所在限流支路，限流电感LFCL完全投入。
当断路器重合于永久性故障时，接到动作保护指令后可以导通晶闸管VTa1、VTa2快速转移故障电流，使得限流单元中的预充电电容C无需立即充电即可快速隔离永久故障。
（3）故障电流阻断阶段（t7～t8）。如图4所示，UMS1完成分闸后，直流断路器于t7时刻闭锁转移支路所有PEM，故障电流流经转移支路级联子模块电容并对其进行快速充电，转移支路电压迅速上升。转移支路电压上升至耗能支路MOVs的启动阈值电压（一般为1.2倍直流系统额定电压）时，MOVs被触发导通，故障电流迅速从转移支路换流至耗能支路。同时，MOVs迅速建立起数值更高的暂态分断电压（一般为1.6倍直流系统额定电压），在此暂态分断电压作用下，故障电流逐渐衰减为零。
图4 故障电流阻断阶段
Fig.4 The fault current interruption stage
需要指出的是，基于传统多端口直流断路器，若直流母线发生故障，直流断路器完成故障电流阻断后，电气节点Port 1和Port 2处于中断连接状态。然而，连接节点Port 1和Port 2的直流线路是健全的，有功功率却无法通过节点Port 1和节点Port 2进行正常传输。母线故障隔离后电流导通路径如图5所示，基于本文所提多端口直流断路器，若直流母线发生故障，直流断路器完成故障电流阻断后，电气节点Port 1和Port 2仍然可以通过辅助单元进行实际连接。相应地，有功功率仍可通过节点Port 1和节点Port 2进行正常传输。因篇幅限制，对应于处理直流母线故障的工作原理本文不再赘述。
图5 母线故障隔离后电流导通路径
Fig.5 Current path after isolation of the DC bus fault
n端柔性直流电网中，直流线路i（i=1, 2, 3,…, n）发生金属性接地故障，忽略换流器、线路电阻及各电力电子器件的通态压降，故障网络等效电路如图6所示。图6中，Udci为换流站等效直流电压源，Lmmci为换流站等效电感，Ldci为配置于线路两端的直流电抗器，Llinei为直流线路i的集中等效电感，Llinei1和Llinei2为故障直流线路接地点两侧等效电感，C为所提断路器限流单元中的预充电电容，uC为其预充电电压。
图6 线路故障网络等效电路
Fig.6 Equivalent circuit of the line fault
根据故障处理过程，故障限流和故障电流阻断阶段的理论分析如下：
（1）故障限流阶段（t2～t7）。等效电路如图7所示。
图7 故障限流阶段等效电路
Fig.7 Equivalent circuit of the fault-current limiting stage
① t2≤t＜t4。t2时刻，直流线路i发生金属性接地故障，直流线路故障电流迅速上升。t3时刻，收到本地保护动作指令后，触发导通位于断路器转移支路上的所有PEM和限流单元晶闸管VTa3、VTa4，故障电流开始从主支路i迅速向转移支路换流，转移支路电流迅速增大。此间，故障网络等效电路如图7a所示，故障电流ii(t)满足
（1）
式中，IiN为直流线路i的稳态电流；Li为故障线路直流电抗器Ldci和故障线路集中电感Llinei1之和；Lj（j=1, 2, 3,…, n, j≠i）为健全线路直流电抗器Ldcj、健全线路集中电感Llinej和健全线路的换流站等效电感Lmmcj之和。
② t4≤t＜t5。t4时刻，主支路i电流降为0，UMSi开始启动无弧分闸。此时，触发限流单元晶闸管VTa2和VTb，电容C通过VTa2和VTa3所在支路放电，故障电流迅速从VTa4所在支路向VTa2所在支路转移，晶闸管VTa4因承受反向电压而自然关断。此间，故障网络等效电路如图7b所示，预充电电容C的电压uC(t)和故障电流ii(t)满足
（2）
式中，UC0为预充电电容C的电压初始值。
忽略晶闸管VTa4关断时间，故障电流在t4时刻完全转移到VTa2所在支路。假设此时故障电流ii(t4)=iC(t4)=I4，根据式（2）可得该阶段电容电压uC(t)和故障电流ii(t)分别为
（3）
其中
（4）
③ t5≤t＜t6。t5时刻，预充电电容C放电结束。此后，故障电流开始对电容C进行反向充电，继而晶闸管VTb因承受正向电压导通，限流电感LFCL开始投入故障回路。此间，故障网络等效电路如图7c所示，电容C的电压uC(t)和故障电流ii(t)满足
（5）
式中，iC为电容所在支路电流；iFCL为限流电感所在支路电流。
假设iC(t5)=I5，根据式（5）可得该阶段电容电压uC(t)、故障电流ii(t)和限流电感支路电流iFCL(t)分别为
（6）
其中
（7）
随着预充电电容C两端电压逐渐升高，流经VTa3、电容C和VTa2所在支路的电流开始减小。当电容电压uC被故障电流充电至略高于系统电压时，直流线路故障电流开始减小。
④ t6≤t＜t7。t6时刻，VTa3、电容C和VTa2所在支路的电流降为零，晶闸管VTa2和VTa3因承受反向电压而自然关断，限流电感LFCL完全投入故障回路中。此间，故障网络等效电路如图7d所示，故障电流ii(t)满足
（8）
式中，I6为t6时刻直流线路故障电流。
对比分析式（1）和式（8）可知，当限流电感LFCL完全投入故障回路后，故障电流上升率明显降低。
（2）故障电流阻断阶段（t7～t8）。此阶段等效电路如图8所示。
图8 故障电流阻断阶段等效电路
Fig.8 Equivalent circuit of fault-current interruption stage
t7时刻，闭锁位于转移支路上的所有PEM，故障电流流经转移支路级联子模块电容并对其进行快速充电，转移支路电压迅速上升。当转移支路电压上升至MOVs的启动阈值电压时，MOVs被触发导通，故障电流开始从转移支路向耗能支路迅速转移。此间，故障网络等效电路如图8所示。
根据电路理论基本原理，该阶段的故障电流ii(t)满足
（9）
式中，UMOV为MOVs所建立的暂态分断电压。
t8时刻，直流线路故障电流降为零，该阶段MOVs需要耗散的能量可计算为
（10）
假设t7时刻故障电流ii(t7)=I7，根据式（9）和式（10），MOVs需要耗散的能量可具体表示为
（11）
综合考虑晶闸管耐压、故障电流峰值、限流电感完全投入时间和限流效果，本节主要对限流单元中预充电电容C和限流电感LFCL的取值范围进行分析设计。
（1）预充电电容C。电容C作为限流单元的关键部件，其取值范围将直接影响晶闸管需要耐受的电压。根据断路器工作原理，晶闸管VTa1～VTa4需耐受的最大电压为预充电电容C被故障电流反向充电的电压峰值，晶闸管VTb需耐受的最大电压为预充电电容C被故障电流反向充电的电压峰值和t7时刻限流电感电压之差。为避免电容取值不当导致其过高的峰值电压对晶闸管造成损坏，应首先研究电容取值与其电容峰值电压之间的关系。由式（6）可知，随着电容C的逐渐减小，其峰值电压幅值将逐渐增大，这将对晶闸管的耐压要求逐步提高。此外，若电容C取值过小，其放电速度将会过快，这将无法保证晶闸管VTa4因承受反向电压而可靠关断，进而影响故障电流的快速阻断。因此，电容C的取值不能过小，初步确定取值范围应不小于5 mF。
然后，考虑电容取值对故障电流的影响。故障电流与电容的关系如图9所示，基于前文初步确定的电容C的取值范围，将5、10、15和20 mF作为备选值分别代入式（1）～式（11）中可得，随着电容C取值的逐渐增大，断路器需阻断的故障电流峰值将逐渐增大；相应地，耗能支路所需耗散的能量也将逐渐增大，同时电容C的充/放电时间也将越长，进而导致故障电流完全阻断时间逐渐增大。
图9 故障电流与电容的关系
Fig.9 Relationship between i and C
综上所述，综合考虑电容C对晶闸管耐压和故障电流峰值的影响，电容C的取值范围可确定为10～15 mF。
（2）限流电感LFCL。电感LFCL作为限流单元的另一关键部件，其取值范围将直接影响故障电流从电容所在支路完全转移至电感所在支路的时间。该时间越短，断路器对故障电流的限制效果越好。
t6时刻，电感LFCL完全投入运行，此刻iC(t6)为0，将其代入式（6）可得电感LFCL完全投入所需时间为
（12）
为直观地展现限流电感LFCL取值与其完全投入时间的关系，根据电容C的参数取值范围可暂定预充电电容为10 mF，进而根据式（12）可得完全投入时间Dt随电感LFCL变化规律如图10所示。完全投入时间Dt与电感取值呈正相关，LFCL取值越大，Dt越长，进而故障电流阻断时间越长。因此，为保证限流电感及时投入运行，LFCL的取值不宜过大，初步确定LFCL的取值范围为0.05～0.2 H。
图10 完全投入时间与电感的关系
Fig.10 Relationship betweenDtand LFCL
然后，考虑电感取值对限流效果的影响。故障电流与电感的关系如图11所示，基于前文初步确定的电感LFCL的取值范围，将0.05、0.1、0.15和0.2 H作为备选值分别代入式（1）～式（11）中可得，随着电感LFCL取值的逐渐增大，断路器对故障电流的限制效果越好；然而，当电感LFCL取值大于0.15 H时，断路器对故障电流的限制效果将不再明显。
图11 故障电流与电感的关系
Fig.11 Relationship between i and LFCL
综上所述，综合考虑电感LFCL对电感完全投入时间和故障电流限制效果的影响，电感LFCL的取值范围可确定为0.1～0.15 H。
为验证本文所提FCL-MHDCB的有效性和适应性，在PSCAD/EMTDC仿真平台中搭建如图12所示的±500 kV三端对称双极柔性直流电网电磁暂态模型。柔性直流电网系统参数见表1，其中，换流站S1～S3均采用基于半桥子模块结构的模块化多电平换流器，AC1～AC3分别为对应连接的交流系统。换流站S1和S3均采用定有功功率和无功功率控制策略，换流站S2采用定直流电压和无功功率控制策略。正常运行时，S1为送端换流站，向直流电网送出1 500 MW有功功率；S3为受端换流站，从直流电网吸收2 500 MW有功功率。柔性直流电网中，所提直流断路器基本参数见表2，为限制故障电流上升率，除各换流站内MMC均经300 mH直流电抗器与金属回线相连接之外，直流线路两端还均配置了大小为150 mH的直流电抗器。
图12 三端柔性直流电网示意图
Fig.12 Diagram of the three-terminal VSC-based DC grid
表1 柔性直流电网系统参数
Tab.1 Parameters of VSC-based DC grids system
换流站S1S2S3 交流系统电压/kV220500500 额定直流电压/kV±500±500±500 变压器电压比/(kV/kV)220/275500/275500/275 额定功率/(MV·A)3 2001 6003 200 子模块电容/mF8815 桥臂电感/mH5010050 桥臂子模块数量244244244
表2 FCL-MHDCB参数
Tab.2 FCL-MHDCB parameters
参 数数 值 额定电压/kV500 故障分断时间/ms3 端口数量3 故障电流分断能力/kA25 转移支路中PEMs数量320 预充电电容/mF10 限流电感/mH100
不失一般性地，为突出所提具备故障电流限制能力的多端口直流断路器优势，在t =3 s时刻设置换流站S3正极出口处母线发生金属性接地故障，母线故障电流波形如图13所示。多端口直流断路器FCL-MHDCB3响应如下。
图13 母线故障电流波形
Fig.13 Current waveforms under the bus fault
如图13a所示，3 s时刻之前，系统处于稳定运行状态，FCL-MHDCB3各端口电流为正常负载电流。故障发生后，各条直流线路迅速向故障位置馈流，断路器各端口故障电流快速上升。此时FCL- MHDCB3端口电流流向如图12所示，当故障隔离后，流经FCL-MHDCB3端口1的故障电流i1降为0，而流经端口2的电流i2等于流经端口3的电流i3。这表明直流母线故障隔离后所提多端口直流断路器仍可以维持健全线路的功率传输，最大程度地保障柔性直流电网系统的健全和持续可靠运行。
如图13b所示，3 s时刻之前，流经FCL- MHDCB3主支路1和主支路2的电流为稳态电流，此后断路器进入稳态运行阶段。3 s时刻，换流站S3正极出口处直流母线B3发生金属性接地故障，流经FCL-MHDCB3主支路1和主支路2的故障电流快速上升，此时断路器处于故障限流阶段。约3.003 3 s时刻，FCL-MHDCB3接受到保护动作指令，立即闭锁所有主支路的PEMs，同时触发导通位于转移支路上的所有PEM和限流单元晶闸管VTa3、VTa4，故障电流迅速从主支路1和主支路2换流至转移支路，转移支路电流迅速上升。约3.003 5 s时刻，FCL- MHDCB3主支路1和主支路2的故障电流降为0，故障电流完全换流至转移支路，FCL-MHDCB3主支路1和主支路2的快速机械开关开始启动分闸操作。
此后，在限流电感LFCL完全投入故障回路之前，故障电流将在FCL-MHDCB3的限流单元中进行换流，如图13c所示。约3.003 6 s时刻，触发限流单元晶闸管VTa2和VTb，晶闸管VTa4由于承受反向电压使其所在支路电流快速下降，电容C开始放电，预充电电容C所在支路电流快速上升。约3.003 8 s时刻，电容C放电完成，故障电流给电容C反向充电，晶闸管VTb承受正向电压使其限流电感LFCL开始投入，故障电流逐渐从电容C所在支路向电感LFCL所在支路转移。约3.004 8 s时刻，电容C的电压被故障电流充至略高于系统电压，直流母线故障电流开始下降。约3.005 6 s时刻，电容C所在支路电流降为0，晶闸管VTa2和VTa3因承受反向电压而自然关断，故障电流全部流经晶闸管VTb和限流电感LFCL所在限流支路，此后限流电感LFCL完全投入故障回路。
此时，限流单元已完成故障电流换流，FCL- MHDCB3进入故障电流阻断阶段。如图13b所示，约3.006 s时刻，FCL-MHDCB3闭锁位于转移支路上的所有PEM，故障电流流经转移支路级联子模块电容并对其进行快速充电，转移支路电压迅速上升。当转移支路电压上升至MOVs的启动阈值电压时，MOVs被触发导通，故障电流开始从转移支路向耗能支路迅速转移。约3.011 s时刻，在MOVs的暂态分断电压作用下故障电流降为0，FCL-MHDCB3完成故障电流阻断。
为突出所提FCL-MHDCB在故障电流限制和减小MOV耗能方面的优势，本节对比分析了有/无配置限流单元的多端口直流断路器在直流母线故障情况下电流波形及MOV耗能情况。有/无限流多端口直流断路器对比如图14所示。如图14a所示，无配置限流单元的多端口直流断路器在3.006 s时刻故障电流峰值高达9.09 kA，而所提具备故障电流限制功能的多端口直流断路器在同一时刻故障电流峰值仅为5.64 kA，相比之下故障电流峰值降低了38.0%。此外，相比于无配置限流单元的多端口直流断路器，所提具备故障电流限制功能的多端口直流断路器的MOV耗能时间减少了2.5 ms。如图14b所示，无配置限流单元的多端口直流断路器MOV耗能为21.14 MJ，而所提具备故障电流限制功能的多端口直流断路器的MOV耗能仅为8.20 MJ，相比之下降低了61.21%。
图14 有/无限流多端口直流断路器对比
Fig.14 Comparison of multi-port DC circuit breaker with/without current-limiting
为深入研究本文所提FCL-MHDCB的性能，现选取文献[19]提出的限流式多端口直流断路器作为限流典型拓扑，与本文所提的FCL-MHDCB进行对比分析。基于图12所示的±500 kV三端对称双极柔性直流电网示意图，在PSCAD/EMTDC平台下搭建了对应不同断路器拓扑的电磁暂态模型，详细对比分析结果如下。
为了直观地展示本文所提FCL-MHDCB分断及限流方面的性能，假设柔性直流电网在line13中点处发生金属性正极接地故障，故障线路电流对比分析如下：不同方案限流性能对比如图15所示，基于文献[19]方案，3.005 9 s时刻，限流单元中预充电电容C开始投入运行，但故障电流仍在上升，最终在3.006 4 s时刻达到峰值4.60 kA。与未加限流单元的多端口直流断路器方案相比，基于文献[19]方案故障电流峰值超过了4.40 kA，极有可能导致近端换流站闭锁和系统主设备不可逆损坏，无法最大程度保障柔性直流电网的健全和持续运行。而基于本文所提方案，3.003 5 s时刻，电容C开始投入运行，故障电流值为3.19 kA，此后虽然故障电流仍有所上升，但始终小于4.40 kA，不会导致近端换流站闭锁和系统主设备不可逆损坏。同时，基于文献[19]方案故障电流降为零的时间为3.016 5 s，与本文所提方案断路器整体故障电流阻断时间相比延长了3 ms左右。
图15 不同方案限流性能对比
Fig.15 Comparison of the current limiting performance for different schemes
两种拓扑的性能对比分析见表3，在具备文献[19]所提断路器限流、直流线路故障处理等能力的基础上，本文所提直流断路器还具备故障电流双向阻断、永久性故障重合处理和母线故障隔离后健全线路功率传输等性能，可最大程度地保障柔性直流电网的健全和持续运行。
表3 性能指标对比
Tab.3 Performance indicators comparison
指标文献[19]本文所提拓扑 限流能力√√ 直流线路故障√√ 母线故障×√ 永久性故障重合×√ 母线故障隔离后，健全线路功率传输×√
注：“√”表示具备该项性能指标，“×”表示不具备该项性能指标。
经济性方面主要考虑电力电子器件使用数量，将本文所提FCL-HMDCB与传统两端口混合式直流断路器和文献[19]所提拓扑进行对比。由于主支路中电力电子器件数量远小于转移支路中的电力电子器件数量，且传统两端口直流断路器与多端口直流断路器的差异在于是否共用转移支路，故在计算中可将主支路电力电子器件忽略。
为耐受MOV建立的暂态分断电压，转移支路、限流单元和辅助单元需要串联大量的电力电子器件，IGBT、二极管和晶闸管的数量nIGBT、nD和nTH分别为
（13）
式中，krc为冗余系数，工程上一般取为8%；l 为MOV阀片组的限电压系数，工程上一般取1.6；kmc为电力电子器件电压裕度系数，一般取0.8；UIGBT、UD、UTH和UN分别为IGBT、二极管、晶闸管和直流系统的额定电压；ceil(x)为向上取整函数。
基于额定运行电压为±500 kV、故障电流分断能力为25 kA的直流断路器，选取IGBT、二极管和晶闸管的型号分别为5SNA 3000K452300（4.5 kV/3 kA）、5SDD 54N4000（4.0 kV/5.2 kA）和TDK4453002DH（4.5 kV/5.4 kA），根据式（13）计算可得转移支路中的IGBT和二极管所需串联的数量分别为240个和540个；限流单元中晶闸管VTa1、VTa2、VTa3、VTa4和VTb需要串联的数量为180个，二极管串联数量为406个；辅助单元中晶闸管VTg和二极管需要串联的数量分别为240个和270n个。通常，电力电子器件可在短时间内耐受数倍于额定电流的电流值[20]，根据故障电流峰值设置IGBT并联数量为2，晶闸管和二极管并联数量为1。同理，计算传统两端口直流断路器和文献[19]所提拓扑中电力电子器件数量，器件数量情况见表4。
表4 器件数量
Tab.4 Number of devices
器件数量两端口直流断路器文献[19]本文所提拓扑 IGBT480(n-1)480480 晶闸管01 170+270n960 二极管540(n-1)34+300n540+270n 充电电容031 限流电感011 辅助电源001 电阻020
由表4可知，文献[19]所提拓扑与本文所提FCL-HMDCB相较于传统两端口直流断路器都节省了大量IGBT与二极管数量。然而，为实现故障电流的双向阻断，本文所提FCL-HMDCB虽使用了较多价格便宜的二极管，但所使用价格昂贵的晶闸管数量明显少于文献[19]所提方案。同时，当连接多重直流线路的主支路数量增加时，与文献[19]所提断路器拓扑相比，本文所提FCL-HMDCB使用的电力电子器件更少，经济优势更加明显。
综上所述，本文所提FCL-MHDCB不但具备限流、故障电流双向阻断、永久性故障重合处理和母线故障隔离后健全线路功率传输等性能，而且与现有技术方案相比，使用的电力电子器件较少，经济性较优。
本文提出了一种具备故障电流限制能力的多端口混合式直流断路器，在保证原有直流断路器整体动作时间的前提下，实现了柔性直流电网故障电流快速阻断，提升了故障电流限制效果，降低了避雷器能量耗散应力。有如下结论：
1）与现有技术方案相比，所提多端口直流断路器在完成直流母线故障隔离后，健全线路之间仍可以进行功率传输，可最大程度地保障系统的健全和持续可靠运行。
2）当断路器重合于永久性故障时，仅需协调有序导通限流单元中的晶闸管配合预充电电容即可快速实现永久性故障隔离，无需立即对限流单元电容充电。
3）优化了直流断路器整体动作时序，提升了故障电流限制效果，使故障电流峰值下降了38.0%、避雷器能量耗散应力下降了61.21%。
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Abstract The hybrid DC circuit breaker (DCCB) is the critical equipment to realize the fast interruption of fault currents for VSC-based DC grids. However, with the continuous expansion of VSC-based DC grids, based on the local protection strategy, each DC line must be equipped with an expensive two-port hybrid DCCB at both ends. It causes enormous project investment costs and seriously restricts the large-scale application of hybrid DCCB in future complex DC grid projects. Therefore, this paper proposes a multi-port DCCB with fault current limiting capability (FCL-MHDCB) to improve the fault current limiting effect by optimizing the overall operation sequence. At the same time, after the DC bus fault isolation is completed, based on the proposed FCL-MHDCB scheme, the healthy DC lines connected to the fault bus can still carry out normal power transmission, which greatly improves the power supply reliability of the system.
Firstly, the FCL-MHDCB topology is proposed, which consists of the main branch, transfer branch, energy dissipation branch, current limiting unit, and auxiliary unit. Secondly, the fault current blocking principle of the proposed FCL-MHDCB under DC line fault conditions is analyzed. The working process can be divided into three stages: the steady-state operation stage, the fault current limiting stage, and the fault current interruption stage. Thirdly, taking the n-terminal VSC-based DC grids as an example, the action process of the proposed FCL-MHDCB is theoretically deduced. The proposed scheme is verified by the derived formula. Finally, considering the thyristor withstand voltage, fault current peak, full input time of current limiting inductor, and current limiting effect, the value range of pre-charged capacitor C and current limiting inductor LFCL in the current limiting unit is designed. Considering comprehensively, the range of capacitor C can be determined to be 10～15 mF, and the range of inductor LFCL can be determined to be 0.1～0.15 H.
In general, to highlight the advantages of the proposed FCL-MHDCB, a metal grounding fault occurs at the bus of the positive outlet of the converter station at t =3 s. The simulation results of the port current show that the proposed FCL-MHDCB can still maintain the power transmission of the sound line after DC bus fault isolation, which ensures the continuous and reliable operation of VSC-based DC grids to the greatest extent. In addition, the simulation results of each branch current of the proposed FCL-MHDCB show that it can effectively complete the fault current suppression and fast blocking. At about 3.011 s, the fault current drops to 0 under the transient breaking voltage of metal oxide varistors, and FCL-MHDCB completes the fault current interruption. Compared with the multi-port DCCB without the current limiting unit, the peak fault current is as high as 9.09 kA at 3.006 s, while the peak fault current of the proposed FCL-MHDCB is only 5.64 kA, reducing by 38.0 %. Moreover, the energy dissipation stress of the arrester is reduced by 61.21 % compared with the conventional scheme.
The following conclusions can be drawn from the simulation analysis: (1) Compared with the existing technical scheme, the proposed FCL-MHDCB can still transmit power between healthy lines after completing the DC bus fault isolation, ensuring the continuous and reliable operation of VSC-based DC grids to the greatest extent. (2) When the circuit breaker recloses in the permanent fault, the permanent fault isolation can be quickly realized only by coordinating the thyristors in the ordered conduction current limiting unit with the pre-charged capacitors. Immediately charging the capacitors of the current limiting unit is not needed. (3) The whole action sequence of DCCB is optimized, and the limiting effect of fault current is improved. The peak value of fault current decreases by 38.0 %, and the energy dissipation stress of the arrester decreases by 61.21 %.
keywords：VSC-based DC grid, multi-port hybrid DC circuit breaker, current limiting unit, pre-charge
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.220381
中图分类号：TM561
湖南省自然科学基金项目（2021JJ40594）和研究生实践创新项目（SJCX202159）资助。
收稿日期 2022-03-16
改稿日期 2022-04-11
李 浩 男，1998年生，硕士研究生，研究方向为柔性直流输电控制与保护技术。E-mail: 244294282@qq.com
裴翔羽 男，1986年生，博士，硕士生导师，研究方向为柔性直流电网控制与保护技术。E-mail: 646888200@qq.com（通信作者）
（编辑 崔文静）