图1 限流混合式高压直流断路器的优化拓扑结构
Fig.1 Optimal topology structure of hybrid HVDC circuit breaker
摘要 直流故障限流与开断是保证直流输电安全稳定运行的关键技术。该文提出基于限流混合式直流断路器的开断时间配合及泄能优化方案，即以减少泄能支路吸收能量和降低直流断路器的电力电子开关器件投资成本为其优化目标，转移支路IGBT的耐压应力及直流开断时间为约束条件，将其转化为求解多目标优化数学问题，得出断路器最佳配合动作时序。大量仿真测试表明该优化方案正确有效。
关键词：直流电网 限流混合式直流断路器 限流与开断 泄能 多目标优化
基于模块化多电平换流器（Modular Multilevel Converter, MMC）的柔性直流电网控制灵活、功率支援容易，为大规模绿色能源汇集与外送提供了有效解决方案[1-5]。但也面临直流故障发展速度快、直流开断困难等难题，快速切除直流故障是保证直流电网安全可靠运行的基本要求[6-7]。
直流电网中利用直流断路器开断与隔离直流故障是最直接可靠的一种直流故障处理方案，近年来成为国际研究热点，发展迅速[8-9]。2012年国外ABB研发出80 kV/3 ms/9 kA混合式直流断路器样机，2020年提升至320 kV/3 ms/20 kA水平[10-11]。2014年国内全球能源互联网研究院有限公司研发出基于模块级联的200 kV/3 ms/15 kA混合式直流断路器，2016年成功应用于舟山五端直流工程，在2017年又开发出500 kV/3 ms/25 kA样机[12-13]。160 kV/5 ms/ 9 kA机械式直流断路器在南澳三端直流工程中得到了应用[14-16]。
直流电网的线路保护方案分为两种：一种是基于直流断路器隔离直流故障的保护技术[17]；另一种是基于具有故障自清除能力的MMC子模块负投入实现故障清除的保护技术[18]。就直流电网来说，基于直流断路器的保护技术更符合直流电网的发展需求。由于直流电网发生直流故障时，电流上升速度极快，直流断路器必须在极短的时间内完成直流故障开断，这对断路器的可靠性与速动性提出了很高的要求。如舟山五端和张北四端直流工程都是以保护出口3 ms+直流开断3 ms为基本要求[19]。文献[20]提出一种基于模块级联技术的混合型高压直流断路器，全桥子模块中的绝缘栅双极型晶体管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）用二极管代替，减少了IGBT器件的使用，子模块电容具有缓冲吸能限压作用，由于缺少限流环节，器件承受的电流应力仍然较大。文献[21]提出将混合式直流断路器固态开关支路中的IGBT替换成全桥模块，虽然减小了开关器件通态损耗，但总IGBT个数较多，导致器件成本较高。文献[22]通过强耦合限流线圈与全控型IGBT构成的开关模块配合开断直流故障，运行损耗较大，部分限流线圈正常运行时投入，对原有MMC控制响应速度可能产生一定的影响，其限流效果有限。
为了提高直流断路器（Direct Current Circuit Breakers, DCCB）的开断性能，提出一种基于限流混合式直流断路器的开断时间配合及泄能优化方案。首先，对混合直流断路器拓扑进行改进，推导了故障能量在DCCB中的转移与抑制及释放过程。然后，针对断路器开断配合时序，构建多目标优化模型，求解断路器最佳配合时序。最后，在PSCAD/ EMTDC仿真平台中搭建了四端直流电网仿真模型，验证了所提优化的有效性。
基于张北±500kV柔性直流电网工程所采用的模块级联混合式高压直流断路器技术方案[23]，优化混合式高压直流断路器拓扑，拓扑结构包含主支路、转移支路1、转移支路2、耗能支路，如图1所示。
图1 限流混合式高压直流断路器的优化拓扑结构
Fig.1 Optimal topology structure of hybrid HVDC circuit breaker
图1所示直流断路器拓扑，主支路由快速机械开关（Ultra-Fast Disconnector, UFD）和负载转移开关（Load Commutation Switch, LCS）串联构成，转移支路1由故障限流模块单元（Fault Current Limiting Sub-Module, FCLSM）级联构成，转移支路2由电流转移子模块（Transfer Sub-Module, TSM）级联构成，耗能支路由避雷器组构成。
与模块级联混合式高压直流断路器相比，优化后的直流断路器具有以下优势：
（1）主支路IGBT使用数量下降了50%，LCS的运行损耗也相应下降50%，电流转移时无需对电容充电，因此主支路具有低成本、低损耗、电流转移迅速等优势。
（2）FCLSM内的RL限流支路有效抑制故障电流上升率，降低断路器开断电流的峰值，减少了TSM的并联数量。
（3）直流断路器动作过程中，FCLSM内的IGBT关断与TSM内IGBT关断不需要保持同步，IGBT的均压问题得到改善，且限流支路两端配置了续流二极管，RL构成续流回路，降低了MOV吸收能量。
此外，FCLSM具有双向限流功能，TSM则具有双向开断功能，转移支路2的TSM保留了模块级联混合式高压直流断路器的转移支路子模块结构，TSM内的电容抑制IGBT两端电压上升率，有效缓解了大量IGBT的同步触发与均压问题。因为RL限流支路在限流过程中将产生过电压，FCLSM内的IGBT两端需要配置避雷器。
虽然引入限流支路后增加了FCLSM的IGBT和二级管使用数量，同时也降低了TSM的开断电流峰值，TSM的并联分流支数减少，使得TSM的IGBT和二级管使用数量相应减少，这样通过合理配置FCLSM和TSM的数量，满足直流断路器经济性的同时，可以尽量提高FCLSM的限流能力。
稳态运行时，UFD合闸，LCS解锁，FCLSM和TSM闭锁，电流从主支路流通，假设在t0时刻发生直流线路短路故障，改进型混合式直流断路器开断过程中的动作时序及电压电流变化如图2所示。
图2 改进型混合式直流断路器工作时序
Fig.2 Improved hybrid DCCB working sequence diagram
阶段1（t0≤t≤t1）：故障检测识别阶段，t0时刻发生直流短路故障后，t1时刻完成故障检测并向LCS发送闭锁指令，同时向FCLSM和TSM发送解锁指令。
阶段2（t1＜t≤t2）：主支路电流向转移支路换流阶段，t1时刻LCS闭锁，IGBT关断过程中建立暂态电压，电流开始从主支路快速转移至转移支路，t2时刻故障电流完全转移至转移支路，UFD接收分闸指令。
阶段3（t2＜t≤t3）：UFD分闸阶段，t2时刻UFD开始进行无弧无压分闸动作，t3时刻UFD分闸结束，UFD达到耐受开断过电压的绝缘开距要求，向FCLSM发送闭锁命令，故障电流转移至限流支路。
阶段4（t3＜t≤t4）：限流阶段，t3时刻限流支路开始投入，t4时刻向TSM发送闭锁指令，故障电流转移至TSM内的电容支路。
阶段5（t4＜t≤t5）：电容缓冲吸能阶段，t4时刻TSM内的电容开始吸收故障能量建立MOV需要的启动电压，t5时刻TSM两端电压超过MOV启动电压时，故障电流转移至MOV支路。
阶段6（t5＜t≤t6）：MOV耗能阶段，t5时刻MOV残压高于换流器提供的直流电压，故障电流逐渐衰减，t6时刻，故障电流衰减到零，完成直流故障开断。
从发生直流故障到完成直流故障开断整个过程所耗费的总时间为
（1）
式中，TB为系统保护检测故障时间；TU为UFD分闸时间；TL为限流时间；TC为电容吸能时间；TM为MOV耗能时间；TU一般取2 ms，由于线模分量信号稳定，在线路传递中衰减较小，选择线模电压行波信号构造保护判据，一般TB≥0.5 ms。
为了保证直流断路器在换流器闭锁前切断直流故障电流，根据张北直流电网工程的保护系统基本设计参数要求，从直流故障发生到故障隔离的总时间需要保证在6 ms以内[23]，因此Tall≤6 ms，则TB+TL+TC+TM满足约束条件为
（2）
由式（2）可以看出，保护检测故障时间TB越短，留给限流和电容吸能及MOV泄能的时间越多；反之，对断路器的速动性要求越高，断路器设计更加困难。
LCS的IGBT闭锁时，电流可以在几十微秒内完成转移，对于动作时间为ms级的断路器来说，电流转移时间可以忽略，这样阶段1～3属于故障电流上升阶段，可以用同一故障等效电路进行分析，如图3所示，假设在t0=0时刻，直流平波电抗器的直流线路侧出口处发生双极短路故障。换流器闭锁前，MMC电容电压受到均压控制，从直流侧看进去换流器可以等效为恒定直流电压源Udc。
图3 故障电流上升阶段的等效电路
Fig.3 Equivalent circuit of fault current rising stage
故障电流上升阶段，直流电源Udc作用下的响应方程为
（3）
式中，Lline包含线路电感和平波电抗器，故障发生在直流平波电抗器的直流线路侧出口处，线路电阻忽略；if_up为故障电流上升阶段的电流；I0为故障发生前的稳态电流。
直流断路器进入限流阶段后，故障等效电路如图4所示。
图4 限流阶段的等效电路
Fig.4 Equivalent circuit of fault current rising stage
限流支路投入故障回路后，直流电源Udc作用下的响应方程为
（4）
式中，Llim为限流电感等效值，
；R为限流电阻等效值，
；if_lim为限流阶段的电流；if_lim(t3-)为限流支路投入前的电流值；if_lim(t3+)为限流支路投入后的电流初始值。
直流断路器进入电容缓冲吸能阶段后，故障等效电路如图5所示。
图5 电容缓冲吸能阶段的等效电路
Fig.5 Equivalent circuit of capacitor buffer energy absorption stage
TSM内的电容投入故障回路后，直流电源Udc作用下的响应方程为
（5）
式中，C为TSM的等效电容。
直流断路器进入MOV耗能阶段后，故障等效电路如图6所示。
图6 MOV耗能阶段的等效电路
Fig.6 Equivalent circuit of MOV energy dissipation stage
进入MOV耗能阶段后，直流电源Udc作用下的响应方程为
（6）
式中，iMOV为MOV的电流；Ip为流过避雷器的电流峰值；UMOV为MOV的残压；
为MOV的限电压能力系数，通常选择1.5。
根据式（3）～式（6），求解出各阶段故障电流表达式如附录中式（A1）和式（A2）所示。
由直流断路器工作时序和式（A1）第一个式子可得主支路电流峰值为
（7）
主支路电流峰值大小与TB成正比，0.002 s为UFD分闸时间。
由式（4）第二个式子、式（A1）第二个式子、式（7）及直流断路器工作时序可得限流支路的电流峰值和电流上升率为
（8）
忽略电流转移时间时，t3+=TB+0.002 s，限流支路的峰值主要取决于电流上升率和限流时间，而电流上升率与限流电阻电感及系统保护时间TB和限流时间TL有关，合理分配TB和TL可以有效降低故障电流开断峰值。
由式（A1）第三个等式可得TSM电容充电耗时为
（9）
式（A1）中，t4=TB+TL+0.002 s，通过减小电容参数可以快速提高TSM的电容充电速度，缩短电容充电时间。
由式（A1）第四个式子可得MOV耗能总时长为
（10）
耗能支路MOV吸收的总能量[24]为
（11）
由式（2）可知，通过选择较小的电容参数，可以加快TSM电容充电时间，考虑理想情况时，Ip≈ (if_lim)max。
FLCSM和TSM的电力电子开关的相对投资成本Ctot/CIGBT为
（12）
式中，ITN为IGBT的额定电流；CIGBT为IGBT的单价；q为二极管与IGBT的单价比，一般q=0.1；m为FCLSM个数；n为TSM个数。
以MOV吸收的能量E和直流断路器的电力电子开关器件相对投资成本Ctot最小为优化目标，FCLSM的IGBT耐压应力及直流开断时间要求为约束条件，建立优化数学模型，即
（13）
式中，F为综合评价指标；k1和k2为权重系数，k1+k2=1；UTN为IGBT的额定电压。与保护的协同优化流程和结果将在第2节给出。
限流支路的参数选取原则主要考虑IGBT的耐压能力，限流支路产生的过电压需要控制在IGBT耐压范围，即满足式（13）的约束条件2，mUTN≤
限流支路参数满足
（14）
由式（14）可知，当限流支路的耐压等于
，其限流效果最佳。
电容C取值过小，转移支路两端所承受较大过电压，取值过大，延长直流开断时间。由文献[25]可得
（15）
式中，K取值与避雷器以及线路杂散参数有关，一般K≥2即可；Tres为避雷器动作波前时间。ABB推荐的电容C取值范围为0.5～4 mF，其中C=C1// C2//…//Cn。
柔性直流电网中，对保护和直流断路器的速动性要求极高，基于直流断路器的整体保护和断路器控制配合时序如图7所示。
可以看出，保护时序与直流断路器控制时序之间为串行模式，直流故障发生后，首先需要执行保护动作，然后将分闸信息发送至直流断路器，最后直流断路器执行分闸指令，完成直流故障隔离。
以式（13）为优化模型，利用粒子群优化（Particle Swar Optimization, PSO）算法求最优解。粒子群优化算法是一种群体智能优化算法，PSO算法主要用于求解优化的问题，其中粒子的速度决定了粒子移动的方向和距离，粒子速度随自身及其他粒子的移动经验进行动态调整，从而实现个体在可解空间中的寻优。考虑保护与直流断路器配合的多目标优化计算流程如图8所示。其中，种群数量为60，惯性权重为1，认知学习因子为1，社会学习因子为1，粒子位置对应的是自变量TL和TB的取值，粒子速度对应搜索能力的大小，目标函数决定适应度。
图7 保护和断路器控制配合时序
Fig.7 Overall protection and circuit breaker control timing
图8 优化计算流程
Fig.8 Double-layer multi-objective optimization calculation process
图8中，对直流断路器进行泄能优化时，优化模型参数以张北四端直流电网工程为参考，根据图8优化流程，可得粒子的初始分布图、优化结果粒子分布图及迭代过程，如图9所示。
由图9可知，保护和直流断路器最佳配合时间为：TB=0.5 ms，TL=0.3 ms，综合评价指标F最小值为468.9。
图9 粒子群寻优分布图
Fig.9 Particle swarm optimization distribution map
在PSCAD/EMTDC平台上搭建了±500 kV四端MMC直流电网仿真模型，MMC1采用定电压控制模式，MMC2、MMC3、MMC4则采用定功率控制模式，每条直流线路两端均配置混合式断路器，仿真系统结构如图10所示。详细参数见表1。
假设在5 s时刻MMC1与MMC4之间的送端平波电抗器直流线路侧出口处发生双极短路故障，MMC1采用定电压和无功功率控制模式，MMC2、MMC3、MMC4则采用定有功率和无功功率控制模式。其中，MMC1为送端，MMC4为受端。
图10 四端直流电网系统
Fig.10 Four-terminal DC grid system
表1 柔直仿真系统及断路器主要参数
Tab.1 Main parameters of the simulation MMC-HVDC system and the DCCB
参 数数 值 系统额定容量/MW MMC13 000 MMC23 000 MMC31 500 MMC41 500 交流侧相电压峰值Uvj (j=a, b, c)/kV210 直流线路电压Udc/kV500 直流线路电感L/(H/km)0.792 直流线路电阻Rdc/(W/km)0.015 桥臂电感L0/mH30 平波电抗器电感Ldc/mH150 单个桥臂子模块个数N233 桥臂电感L0/mH56 限流支路等效电抗Llim/mH150 限流支路等效电阻R/W20 TSM子模块电容C/mF0.5
3.2.1 改进型DCCB开断过程中的暂态波形
根据第4节优化所得保护和直流断路器最佳配合时间，保护动作时间选择为TB=0.5 ms，直流断路器限流时间选择为TL=0.3 ms，在t=5 s时刻，发生直流双极短路故障，保护与直流断路器协同动作过程中的仿真波形如图11所示。
图11 改进型DCCB在最佳配合时序下的暂态波形
Fig.11 The transient waveforms of the improved DCCB under the optimal timing sequence
图11a中为DCCB各支路电流波形，图中if为总故障电流，iLCS为流经LCS的电流，iFLCSM为流经FLCSM内IGBT的电流，iTSM为流经TSM内IGBT的电流，iC为流经TSM内电容支路的电流，iMOV为流经MOV的电流。可以看出，t=5.000 5 s时刻，保护完成直流故障检测与定位，保护向DCCB发出分闸指令，LCS开始闭锁，FLCSM和TSM开始解锁，流过LCS的电流峰值(iLCS)max为3.198 kA，而LCS的IGBT短时耐流峰值为4 kA，因此LCS只需设置1个开关组。LCS闭锁后，电流转移至转移支路，经过2 ms的UFD分闸时间，t=5.002 5 s时刻，UFD达到有效绝缘开距，FLCSM开始闭锁，限流支路开始投入，FLCSM闭锁前流过FLCSM内IGBT的电流峰值(iFLCSM)max为7.624 kA，FLCSM闭锁后，电流峰值下降至4.478 kA，经过0.3 ms的限流时间，t=5.002 8 s时刻，TSM开始闭锁，开断电流峰值为4.694 kA，故障电路转移至缓冲电容吸能支路，经过0.2 ms，MOV开始释放故障能量，流经MOV的电流峰值(iMOV)max为4.364 kA。t=5.005 8 s时刻，电流衰减至零，直流断路器在6 ms内完成直流故障隔开，满足直流电网的直流故障隔离要求。
图11b为DCCB各支路电压波形，图中ubreaker为直流断路器两端总电压，uFCLSM为所有FCLSM两端总电压，uTSM为所有TSM两端总电压。可以看出，限流支路投入过程中，产生的过电压最大值为276.9 kV，最小值为255.3 kV，且随着时间递减，直流开断过程中断路器两端电压最大值达到767.5 kV，张北直流电网工程要求直流开断电压幅值为800 kV以下，满足直流开断电压要求。
图11c为MOV吸收能量波形，可以看出吸收能量最大值为5 306 kJ，张北直流电网工程吸收能量最大值为60.6MJ，能量吸收满足要求。
图11d为MCC1桥臂电流波形，最大值为2.577 kA，低于IGBT闭锁电流值，DCCB可以在近端MMC闭锁之前完成直流故障隔离，满足直流开断要求。
综上所述，可以看出最佳配合时序下各项指标均符合张北直流电网工程的基本开断直流要求，具有实际工程意义。
3.2.2 改进型DCCB在不同配合时序下开断的暂态波形
不同配合时序下的DCCB开断直流故障的暂态波形对比如图12所示。TB=0.5 ms和TL=0.3 ms为最佳配合时序，TB=0.5 ms和TL=0.5 ms、TB=1 ms和TL=0.3 ms为无优化时的配合时序。
由图12a～12c可知，优化后最佳配合时序下的DCCB故障电流开断峰值、开断电压峰值、MOV吸收能量峰值均低于其他两组，可以看出，当保护时间相同时，限流时间越短，DCCB开断性能越好；当限流时间相同时，保护时间越短，DCCB开断性能越好。总的来说，可以通过降低保护时间和限流时间来提高直流断路器开断性能。
图12 改进型DCCB在不同配合时序下的暂态波形
Fig.12 The transient waveforms of the improved DCCB under different coordination sequences
3.2.3 不同断路器方案对比
开断在同一配合时序下的不同断路器方案的暂态波形对比如图13所示。其中，改进型DCCB、ABB型DCCB、文献[23]所提模块级联型DCCB的保护时间同一设置为0.5 ms，改进型DCCB的限流时间取0.3 ms。
由图13a～13c可知，与ABB型DCCB和模块级联型DCCB相比，本文所提直流断路器开断时电流峰值都下降了38.4%，开断总时间分别缩短了1.1 ms和1.2 ms，直流开断电压峰值都下降了4%，MOV能量吸收分别下降了57.95%和56.72%。
图13 不同断路器开断过程中的暂态波形
Fig.13 Transient waveforms of different circuit breakers during opening process
计算三种DCCB的固态开关器件成本时，这里统一选取IGBT型号为5SNA2000K450300，其额定参数为4.5 kV/2 kA。考虑到工程上一般预留50%裕度，单个IGBT承受电压为2.25 kV，IGBT短时间可承受过电流，可将通流能力视为4 kA，持续1 ms。二极管型号5SDD36K5000，额定参数为5 kV/3.6 kA。考虑一定裕度，UFD单个断口的耐压取值为70 kV。三种断路器的综合性能对比见表2。其中，Uth为开断电压峰值，Ith为开断电流峰值，Tall为开断总时间，E为MOV吸收的短路故障能量，Ctot/CIGBT为转移支路相对开关成本。因为三种断路器的主支路电流峰值相同，因此只需要计算转移支路经济性。
表2 断路器综合性能对比
Tab.2 Comprehensive performance comparison of circuit breaker
ABB型模块级联型改进型 Uth/kV800800767.5 Ith/kA7.6247.6244.694 Tall/ms6.975.8 E/kJ12 62012 2605 306 Ctot/CIGBT1 566.21 139.21 329.6 UFD121211
由表2可以看出，本文所提DCCB在开断电压电流峰值、开断总时间、吸收能量等方面，均优于ABB型DCCB和模块级联型DCCB，在固态开关经济性方面，相对于ABB型DCCB，改进型DCCB下降了15.1%，相对于模块级联型DCCB上升了16.7%，虽然固态开关成本略高于模块级联型DCCB，由于开断电压及MOV吸收能量较低，使得MOV避雷器和UFD的投资成本较低，本文所提DCCB仍具有经济性优势。
针对直流断路器动作时序的配合及泄能优化问题，提出一种基于限流混合式直流断路器泄能优化的方案。
1）经过泄能优化后，极大地降低了直流开断电压电流应力峰值，缩短了开断时间，减小了故障开断能量，各项开断性能指标均满足直流电网工程对直流故障隔离的要求。
2）改进型DCCB的FCLSM和TSM闭锁时，IGBT控制无需同步触发，控制逻辑简单。
3）与ABB型DCCB和模块级联型DCCB相比，改进型DCCB开断时电流峰值下降了38.4%，开断总时间分别缩短了1.1 ms和1.2 ms，直流开断电压峰值下降了4%，MOV能量吸收分别下降了57.9%和56.7%，在开断性能方面，改进型DCCB具有明显优势。固态开关成本与ABB型DCCB相比，下降了15.1%；与模块级联型DCCB相比，上升了16.7%。由于MOV吸收能量下降，且UFD耐受电压峰值减小，使得MOV和UFD的投资成本降低，改进型DCCB仍然具有经济性优势。
附 录
改进型DCCB在直流开断过程中各阶段故障电流表达式为
（A1）
其中
（A2）
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Abstract MMC-based flexible DC network has the characteristics of flexible control and easy power support, which provides an effective solution for large-scale green energy aggregation and outgoing transmission. However, it also faces difficulties such as fast development of DC faults and difficulties in DC opening, and fast removal of DC faults is a basic requirement to ensure safe and reliable operation of DC networks. DC fault current limiting and opening is the key technology to ensure the safe and stable operation of DC power transmission. The optimization scheme of opening time matching and energy release based on current-limited hybrid DC circuit breaker is proposed. The optimization goal is to reduce the energy absorbed by the energy dissipation branch and lower the investment cost of the DC circuit breaker's power electronic switching devices. The voltage stress on the transfer branch IGBT and the DC disconnection time are set as constraints, it is made into solving multi-objective optimization mathematical problems, deriving the best timing for circuit breaker operation. Numerous simulations have shown that the optimization scheme is correct and effective.
In order to improve the opening performance of DCBB, an optimization scheme of opening time coordination and energy discharge based on current-limiting hybrid DC circuit breaker is proposed. Firstly, the hybrid DC circuit breaker topology is improved, and the transfer and suppression of fault energy in the DCBB and the release process are derived. Then, a multi-objective optimization model is constructed for the breaker opening and breaking coordination timing to solve the best coordination timing of the breaker. Finally, a four-terminal DC grid simulation model is built in the PSCAD/EMTDC simulation platform to verify the effectiveness of the proposed optimization.
A ±500kV four-terminal MMC DC grid simulation model is built on the PSCAD/EMTDC platform. MMC1 adopts constant voltage and reactive power control mode, while MMC2, MMC3 and MMC4 adopt constant active and reactive power control mode. Among them: MMC1 is the sending end, MMC4 is the receiving end, and each DC line is equipped with hybrid circuit breakers at both ends. Simulation results show that the best coordination timing of the indicators are in line with the basic DC opening requirements of the Zhangbei DC network project, opening voltage, opening current and lightning arrester absorption energy and other opening characteristics are better than the ABB type hybrid DC circuit breakers and modular cascade type hybrid DC circuit breakers.
For DC circuit breaker action timing and energy discharge optimization problems, a current-limiting hybrid DC circuit breaker energy discharge optimization scheme is proposed.
(1) After the optimization of DC circuit breaker energy discharge, the peak DC opening voltage and current stress is greatly reduced, the opening time is shortened, the fault opening energy is reduced, and all opening performance indexes meet the requirements of DC fault isolation in DC power network projects.
(2) When the FCLSM and TSM of the improved DCCB are blocked, the IGBT control does not require synchronous triggering and the control logic is simple.
(3) Compared with ABB type DCCB and module cascade type DCCB, the improved DCCB has 38.4% reduction in peak current when opening, 1.1ms and 1.2 ms reduction in opening time, 4% reduction in peak DC opening voltage, and 57.9% and 56.7% reduction in MOV energy absorption, respectively, with obvious advantages in opening performance. The solid-state switching cost decreases by 15.1% compared with ABB type DCC and increases by 16.7% compared with modular cascade type DCCB. However, MOVs and UFDs still have an economic advantage with lower investment costs.
Keywords：DC grid, current limiting hybrid DC circuit breaker, current limiting and opening, discharge, multi-objective optimization
束洪春 男，1961年生，博士，教授，博士生导师，研究方向为新型继电保护与故障测距、数字信号处理及其应用、电力系统CTI技术等。E-mail: kmshc@sina.com
邵宗学 男，1994年生，博士研究生，研究方向为柔性直流输电技术。E-mail: 2971537463@qq.com（通信作者）
中图分类号：TM561
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.231044
国家自然科学基金重点项目（52037003）、云南省重大科技专项计划项目（202002AF080001）和中国工程院战略研究与咨询项目（2022YNZH6）资助。
收稿日期 2023-07-03
改稿日期 2023-07-31
（编辑 郭丽军）