摘要 串联型混合直流断路器(S-HCB)因具有抑制故障电流增长、低导通损耗的优势,成为中低压直流系统故障保护中一种极具潜力的解决方案。然而,现有S-HCB需通过注入多电平反制电压来创造机械开关的开启窗口,导致控制和拓扑复杂;并且,线路电感的变化会干扰所创造的开启窗口,致使故障开断不可靠。为此,该文提出一种单次耦合注入且具有独立开断回路的S-HCB。利用晶闸管导通来钳位机械开关的开启全过程,所提S-HCB只需单次注入反制电压,即可为机械开关提供一个近似零电压的开启窗口,从而简化了其控制和拓扑。同时,所提S-HCB具有独立的故障开断回路,使故障电流过零时间与线路电感解耦,从而获得一个更稳定的开启窗口,提升故障开断的可靠性。此外,所提S-HCB能开断双向故障电流。该文给出了所提S-HCB的工作原理和参数设计,并通过10 kV/100 A仿真与200 V/20 A实验样机验证了所提S-HCB的有效性。
关键词:混合式直流断路器 串联型 控制简单 开断可靠 双向运行
随着新能源的大规模涌现,中低压直流配电网因具有换相环节少、线路损耗低、供电容量大等优势,已成为未来配电网发展的重要方向[1-3]。然而,直流系统是一个“低阻尼、低惯量”的系统[4-5],一旦发生短路故障,故障电流会在极短时间内快速上升[6]。且与交流系统相比,直流系统在发生故障后电流无自然过零点[7],导致直流故障电流难以开断,严重威胁直流系统的安全[8-9]。因此,能快速开断故障电流的直流断路器,已成为直流系统故障保护的关键装备[10-11]。
目前,直流断路器主要分为三类:机械式直流断路器、固态式直流断路器和混合式直流断路器(Hybrid DC Circuit Breaker, HCB)[12-13]。混合式直流断路器兼具机械式直流断路器的导通损耗低和固态式直流断路器的开断速度快的优点[14],成为开断直流故障电流的主要方案。现有HCB中的转移支路与主支路并联,采用并联换相方式来开断故障电流,下文将此类断路器简称为并联型HCB[15-17]。其开断过程为:先将故障电流从主支路换向至转移支路以创造人工电流过零点,再从转移支路换向至耗能支路以耗散剩余能量。但是,在并联型HCB开断故障电流的全过程中,电源至故障点的通路未切断,故障电流仍通过并联支路快速上升,流经系统故障区域,严重危害低阻直流系统的安全稳定运行。
串联型混合直流断路器(Series-type Hybrid DC Circuit Breaker, S-HCB)的提出有效地解决了并联型HCB的问题[18-23]。S-HCB的核心思想是将耦合电感串联在主支路中,利用耦合电感注入反制电压来创造人工电流过零点,并由此在故障开断的全过程抑制故障电流快速上升。另外,S-HCB主支路仅包括低阻机械开关和耦合电感(金属导线),无电力电子器件,具有低导通损耗。因此,S-HCB成为中低压直流系统故障保护中一种极具潜力的解决方案。
文献[18]首次提出了一种S-HCB。然而,其电压注入回路无法连续调控,仅能产生一个电流过零点;同时,机械开关的控制精度为几十至几百ms。因此,难以精确匹配机械开关的开启时刻与电流过零点,导致机械开关开启时产生电弧。为此,文献[19-22]提出基于多电平注入器的S-HCB,其能产生一个可控的多电平反制电压,将故障电流调制为接近零的交流纹波。它们为机械开关创造了近似零电流的开启窗口,抑制了机械开关的开启电弧。但是,这些基于多电平注入器的S-HCB存在以下问题: ①利用多个电容或耦合电感来构造多电平注入器会导致S-HCB拓扑结构复杂,如图1所示;②故障电流的主动调制需要高频开关功率器件和高采样频率,增加了S-HCB的控制复杂度;③在中压直流系统等大功率场景中,功率器件高开关频率开关存在误导通的问题[24]。另外,在现有S-HCB中,故障电流过零时刻均受到线路电感干扰。当处理远距离故障或感性负载时,故障电流过零时刻会延后,导致机械开关在非零电流条件下开启,致使故障开断不可靠。
图1 文献[19-22]中基于多电平注入器的S-HCB拓扑
Fig.1 S-HCB topology based on multi-level injector in Ref.[19-22]
针对上述问题,本文提出了一种单次耦合注入且具有独立开断回路的串联型混合直流断路器。利用反并联晶闸管导通来钳位机械开关的开启全过程,所提S-HCB只需单次注入反制电压,即可为机械开关提供一个近似零电压的开启窗口,从而简化了其电压注入回路的控制和拓扑。并且,通过构造一个独立的故障开断回路,将故障电流过零时间与线路电感解耦,获得一个更稳定的开启窗口,提升了故障开断的可靠性。此外,所提S-HCB能产生一个极性可控的反制电压,具有双向运行能力。
图2为所提S-HCB的拓扑结构,包括主支路、电压注入回路、旁路支路及充电支路,各支路详细拓扑结构如下:
(1)主支路:由机械开关S、反并联晶闸管VT1和、耦合电感的一次绕组L1及回路电感Lm 组成。
(2)电压注入回路:由耦合电感二次绕组L2、IGBT Q1、预充电电容C1、晶闸管换相单元(VT3、、VT4、
)、二极管VD3及放电电阻Rf组成。
(3)旁路支路:由二极管VD1和、VD2和
及缓冲电容C2和
组成,与主支路共同构成一个独立的故障开断回路。
(4)充电支路:由晶闸管VT2和及充电电阻Rg和
组成。
图2 所提S-HCB拓扑结构
Fig.2 The proposed S-HCB topology
图3和图4分别为本文所提S-HCB开断正向故障电流时的概念波形和工作模态。图中,Udc、Uvi分别为直流系统额定电压与耦合电感注入的反制电压,Ldc为直流系统等效电感,Lline、RL分别为系统线路电感和电阻,idc、iT1、iS、iL1和iL2分别为直流系统电源侧、晶闸管VT1、机械开关S、一次绕组耦合电感L1、二次绕组耦合电感L2的电流,VGS为机械开关S、晶闸管VT1、VT3、VT4和IGBTQ1的驱动信号,tf为机械开关S的开启全过程,包括机械延迟阶段(t1~t2)、自然换相阶段(t2~t3)和绝缘恢复阶段(t3~t4),td为机械开关S的机械延迟时间。
图3 所提S-HCB开断故障电流的概念波形
Fig.3 Conceptual waveforms of the proposed S-HCB breaking fault current
开断正向故障电流的详细过程如下。
1)正常工作阶段(t0之前)
S-HCB正常运行的工作模态如图4a所示,机械开关S闭合,主支路通流路径为S-L1-Lm。由于主通流路径中仅包含低阻的机械开关和金属导线(L1和Lm),无功率器件,因此所提S-HCB具有低导通损耗。在此阶段,电容C1通过充电电路进行充电(具体见S-HCB的重启运行部分),而电容C2则通过VD1-C2电路自然充电,从而实现UC1=UC2= Udc。
2)故障发生阶段(t0≤t<t1
在t=t0时刻,系统发生金属性短路故障,主支路故障电流iL1快速上升。S-HCB的工作模态如图4b所示。
3)故障电流快速抑制阶段(t1≤t<t2
在t=t1时刻,故障电流iL1达到保护阈值Ith,S-HCB开始开断故障电流。对机械开关S下达开启指令,导通IGBT Q1和晶闸管VT3、VT4并持续给晶闸管VT1施加触发信号。S-HCB的工作模态如图4c所示,电压注入电路中形成了放电回路C1-VT3-L2-VT4-Q1,并在主支路中感应出一个反制电压Uvi(Uvi>Udc)。在反制电压的作用下,形成一个独立开断回路S-VD1-C2-VD2-Lm-L1,迫使机械开关电流iS下降至零并反向。此外,由于旁路支路和注入的反制电压均高于Udc,电源侧电流idc开始下降,而负载侧电流通过VD2-Lline回路衰减至零。
4)自然换相阶段(t2≤t<t3
此阶段,S-HCB的工作模态如图4d所示。在t=t2时刻,机械开关S开始分离触头,机械开关S的电弧电压迫使反向流动的机械开关电流iS自动换相到晶闸管VT1,从而完成机械开关S的自然换相。通常,为实现快速自然换相,需合理设计所提S-HCB的元件参数,确保在机械开关S开启时,iS的幅值保持在较低水平。
5)绝缘恢复阶段(t3≤t<t4
此阶段,S-HCB的工作模态如图4e所示。在t=t3时刻,机械开关S的端电压被钳位于晶闸管VT1的导通压降,因此机械开关S可以在近似零电压的条件下实现绝缘恢复。
6)耗能阶段(t4≤t<t5
在t=t4时刻,机械开关的触头分离到能承受系统电压的距离后,IGBTQ1和晶闸管VT1、VT3、VT4驱动信号关闭。S-HCB的工作模态如图4f所示,电感L2电流iL2通过耗能回路L2-VT4-VD3-Rf-VT3快速衰减至零。同时,流经晶闸管VT1的电流快速下降至零,VT1正向阻断,故障部分被隔离。电源侧电流idc则通过Udc-Ldc-VD1-C2回路,形成二阶LC电路并逐渐衰减至零,二极管VD1截止。
图4 所提S-HCB开断正向故障电流的工作模态
Fig.4 The operating mode of the proposed S-HCB for breaking forward fault current
7)重启阶段(t5之后)
在开断故障电流期间,由于电容C2充电,电容C1放电,导致UC2>Udc>UC1。因此,重启过程如图5所示:首先,导通晶闸管VT2,电容C2先向电容C1放电;当UC2降至Udc后,直流系统再通过二极管VD1对C1充电;充电完毕后,UC1=UC2=Udc。上述重启操作完成后,所提S-HCB可再次开断故障。
图5 所提S-HCB的正向重启操作
Fig.5 Forward restart operation of the proposed S-HCB
图6为本文所提S-HCB开断反向故障电流的工作模态。
图6 所提S-HCB开断反向故障电流的工作模态
Fig.6 The operating mode of the proposed S-HCB for breaking reverse fault current
1)正常工作阶段(t0之前)
如图6a所示,直流系统正常运行。
2)故障发生阶段(t0≤t<t1
在t=t0时刻,系统发生金属性短路故障,主支路故障电流iL1快速上升。S-HCB的工作模态如图6b所示。
3)故障电流快速抑制阶段(t1≤t<t2
在t=t1时刻,故障电流iL1达到保护阈值Ith,S-HCB开始开断故障电流。对机械开关S下达开启指令,导通IGBT Q1和晶闸管、
并持续给晶闸管
施加触发信号。S-HCB的工作模态如图6c所示,电压注入电路中形成了放电回路C1-
-L2-
-Q1,并在主支路中感应出一个反制电压Uvi(Uvi>Udc)。在反制电压的作用下,形成一个独立开断回路S-L1-Lm-
-
-
,迫使机械开关电流iS下降至零并反向。此外,由于旁路支路和注入的反制电压均高于Udc,电源侧电流idc开始下降,而负载侧电流通过
-Lline回路衰减至零。
4)自然换相阶段(t2≤t<t3
此阶段,S-HCB的工作模态如图6d所示。在t=t2时刻,机械开关S开始分离触头,机械开关S的电弧电压迫使反向流动的机械开关电流iS自动换相到晶闸管,从而完成机械开关S的自然换相。
5)绝缘恢复阶段(t3≤t<t4
此阶段,S-HCB的工作模态如图6e所示。在t=t3时刻,机械开关S的端电压被钳位于晶闸管的导通压降,因此机械开关S可以在近似零电压的条件下实现绝缘恢复。
6)耗能阶段(t4≤t<t5
在t=t4时刻,机械开关的触头分离到能承受系统电压的距离后,IGBTQ1和晶闸管、
、
驱动信号关闭。S-HCB的工作模态如图6f所示,电感L2电流iL2通过耗能回路L2-
-VD3-Rf -
快速衰减至零。同时,流经晶闸管
的电流快速下降至零,
正向阻断,故障部分被隔离。电源侧电流idc则通过Udc-Ldc-
-
回路,形成二阶LC电路并逐渐衰减至零,二极管
截止。
7)重启阶段(t5之后)
在开断故障电流期间,由于电容充电,电容C1放电,导致UC2*>Udc>UC1。因此,重启过程如图7所示:首先,导通晶闸管
,电容
先向电容C1放电;当UC2*降至Udc后,直流系统再通过
对C1充电;充电完毕后,UC1=UC2*=Udc。上述重启操作完成后,所提S-HCB可再次开断故障。
图7 所提S-HCB的反向重启操作
Fig.7 Reverse restart operation of the proposed S-HCB
所提S-HCB能够双向开断故障,其开断正反向故障电流的工作原理相同,因此本文将以开断正向故障电流为例进行参数设计。由于所提S-HCB包含多个电容和电感元件,其故障电流开断过程的数学模型为六阶微分方程。为简化参数设计,本文采用近似等效的方法来降低微分方程的阶数。同时为便于分析,设耦合电感为全耦合,并将n定义为耦合电感一次侧和二次侧的匝数比。此时,耦合电感一次侧电感L1表示为n2L2,互感系数M表示为nL2。
在机械开关S触头分离之前,需确保机械开关S两端电压被钳位在晶闸管VT1导通压降处,即电流iL1从保护阈值Ith降至零的时间tm需短于机械延时时间td。此外,为简化计算tm,将电容C1和C2近似等效为恒压源Udc,则可得故障电流iL1(t)回路方程为
根据式(1)可得tm为
(2)
利用系统参数Udc、Ith和td,并结合式(2)可计算出匝数比n和回路电感Lm。由于式(2)为近似等效所得,tm实际值可能偏小;此外,工程实际中耦合电感会存在漏感,导致n偏小,Lm偏大。因此,通常选取相对于式(1)较大的n和较小的Lm。
为了实现故障电流快速换向,在机械开关S的触头分离时,机械开关电流iS的大小需接近零。同时,假定机械开关的开启指令使能时(t1时刻)为零时刻,可得−If<iL1(td)<0,其中If在本文中被设定为正常工作电流的50%。此外,C1和L2的大小也要保证在机械开关开启时刻tf存在iL1(tf)<0,确保晶闸管VT1钳位机械开关S,从而为机械开关提供一个近似零电压的开断环境。为简化计算iL1(t),将电容C2电压近似等效为恒压源Udc,得出
结合本文所提S-HCB在电压注入阶段的初始条件UC1(0)=Udc、iL1(0)=Ith、iL2(0)=0与式(3),可得iL1(t)的解析式为
(4)
式中,Z1和Z2为电路参数,其表达式为
设直流系统Udc=10 kV、回路电感Lm=2 mH、机械延时td=0.5 ms、断路器保护阈值Ith=200 A、匝数比n=1.1,代入式(4)并结合−If<iL1(td)<0的条件可得不同C1和L2下的故障电流反向峰值iL1(td)变换曲线,如图8所示。只有合理设计C1和L2的值,所提S-HCB才能正常工作,从而保证主支路故障电流iL1(t)能下降至零,并存在反向导通窗口期。
为确保直流系统电源侧电流idc在机械开关的开启全过程中不会反向,idc在机械开关开启时刻tf的大小应满足idc(tf)>0;同时,在耗能阶段,电感Ldc和电容C2的大小会影响idc衰减至零的时间。为简化计算idc(t),将电容C1电压近似等效为恒压源Udc,可得
图8 不同L2和C1下的故障电流反向峰值曲线
Fig.8 Fault current reverse peak curve under different L2 and C1
式(6)的初始条件为iL1(0)=Ith、idc(0)=Ith和UC2(0)=Udc。由此可得,idc(t)和UC2(t)为
(7)
其中
(9)
式中,为电路参数。
根据所选取的匝数比n和回路电感Lm,以及系统参数Udc、Ith和td,结合式(7)和idc(tf)>0的条件,可计算出缓冲电容C2大小。此外,当机械开关S开启时,由于电源侧电流idc>0,会导致UC2继续增大。因此,C2的额定电压取值为
式中,k为系数,通常为1.2~1.5。
接着为展示不同Ldc和C2对耗能阶段电源侧电流idc衰减速度的影响,开展了一个10 kV/100 A的案例研究,参数同3.2节。机械开关开启全过程时间tf =1.2 ms。不同Ldc和C2条件下耗能阶段idc的变化分别如图9和图10所示。
图9 不同Ldc条件下耗能阶段idc的变化
Fig.9 The change of idc in the energy consumption stage under different Ldc conditions
图10 不同C2条件下耗能阶段idc的变化
Fig.10 The change of idc in the energy consumption stage under different C2 conditions
由图9和图10可得,Ldc越大,C2越大,idc衰减至零的时间会越长。因为限流电抗器Ldc为系统参数,所以在确保idc(tf)>0的前提下,应尽可能地选择较小的C2,以实现idc快速衰减至零。
晶闸管VT2和充电电阻Rg组成的充电支路被用于在重启阶段为电容C1充电。充电回路可等效为一阶RC电路,其时间常数为RgC1。在工程实际中,一阶RC电路通常在3~5个周期后达到稳定状态,表示电容完全充电。因此,为了实现快速重合闸,Rg的选取应保证电容充电所需时间小于重合闸时间Tre,即
为了验证所提S-HCB的有效性,基于Matlab/ Simulink平台搭建了10 kV/100 A的直流系统仿真模型,详细参数见表1。设定机械开关的机械延迟和绝缘恢复时间分别为0.7 ms和0.5 ms[25]。
表1 所提S-HCB的仿真参数
Tab.1 Simulation parameters of the proposed S-HCB
参 数数 值 系统电压Udc/kV10 系统电感Ldc/mH10 回路电感Lm/mH3 线路电感Lline/mH2 充电电阻Rg/W2 耦合电感L2/mH2 匝数比n1.165 预充电电容C1/mF10 缓冲电容C2/mF0.8 放电电阻Rf/W1
图11为所提S-HCB开断工作电流的仿真结果。当t=t1时,所提S-HCB收到开断信号并对其机械开关S下达开启指令,此时,导通IGBT Q1和晶闸管VT3、VT4且给晶闸管VT1持续施加触发信号。在电压注入回路产生的反制电压的作用下,机械开关电流iS从工作电流100 A下降至零并反向。在t=t2时刻,机械延时结束,机械开关S的触头开始分离,机械开关电流iS可快速换向至晶闸管VT1。当机械开关S触头完全分离时,晶闸管电流iT1还未降至零,机械开关仍被晶闸管钳位至近似零电压,促进机械开关S进行绝缘恢复。当t=t3时刻,机械开关S已完全开启,IGBT和晶闸管驱动信号关闭,晶闸管电流iT1快速衰减至0。在故障电流开断过程中,UC1下降至9.62 kV左右,UC2上升至10.3 kV左右。
图11 开断工作电流的仿真波形
Fig.11 Simulation waveforms of breaking operating current
图12为所提S-HCB开断故障电流的仿真结果。当t=t0时,故障发生,主支路故障电流iL1快速上升。当t=t1时,iL1达到动作保护阈值Ith(即200 A),机械开关S收到开启指令,导通IGBT Q1和晶闸管VT3、VT4且给晶闸管VT1持续施加触发信号。在电压注入回路产生的反制电压的作用下,机械开关电流iS从故障电流200 A快速下降至零并反向。在t=t2时刻,机械延时结束,机械开关S的触头开始分离,机械开关电流iS可快速换向至晶闸管VT1。当机械开关S触头完全分离时,晶闸管电流iT1还未降至零,机械开关仍被晶闸管钳位至近似零电压,促进机械开关S进行绝缘恢复。当t=t3时刻,机械开关S已完全开启,IGBT和晶闸管驱动信号关闭,晶闸管电流iT1快速衰减至0。在故障电流开断期间,UC1下降至9.63 kV左右,UC2上升至10.49 kV左右。
图12 开断故障电流的仿真波形
Fig.12 Simulation waveforms of breaking fault current
图13为所提S-HCB重启操作的仿真结果。所提S-HCB的重启操作包括两个部分:①放电电流iL2通过耗能回路L2-VD3-Rf降为零;②将电容C1和C2恢复至初始状态。具体过程如下:充电电路启动后,C2首先对C1放电,导致UC2下降、UC1上升,该阶段持续0.2 ms;当UC2下降至Udc时,直流系统通过二极管VD1对C1充电(idc=iD1>0),该阶段持续99.8 ms。整个重启过程持续时间为100 ms,满足IEC-62271-100规定的要求(数十至数百ms),保证了直流系统的安全重启[26]。
图13 重启操作的仿真波形
Fig.13 Simulation waveforms of restart operation
为了进一步验证所提S-HCB的有效性,搭建了200 V/20 A的串联型混合直流断路器实验样机和实验测试平台分别如图14和图15所示。在实验中,机械开关S用一个直流接触器来模拟,所提S-HCB的详细实验参数见表2,其中机械开关S的机械延迟td=0.5 ms。所提S-HCB在开断反向电流和正向电流时的实验结果类似,因此,后续分析将以开断正向故障电流为例进行实验结果的讨论。
图14 所提S-HCB的实验样机
Fig.14 The experimental prototype of proposed S-HCB
图15 实验测试平台
Fig.15 Experimental test platform
图16为所提S-HCB开断工作电流的实验结果。在t1时刻,所提S-HCB收到开断信号并对其机械开关S下达开启指令,此时,IGBT Q1导通且给晶闸管VT1持续施加触发信号。在电压注入回路所产生的反制电压作用下,机械开关电流iS从正常工作电流20 A下降至零并反向。在t2时刻,机械延时结束,机械开关S开始分离触头,机械开关电流iS在10 μs内换向至晶闸管VT1。随后,机械开关的端电压被钳位至晶闸管的导通压降(近似零电压),促进机械开关S进行绝缘恢复。在t=t3时,机械开关S已完全开启,IGBT和晶闸管驱动信号关闭,晶闸管电流iT1快速下降至0,即完成了工作电流的开断。
表2 所提S-HCB的实验参数
Tab.2 Experimental parameters of the proposed S-HCB
参 数数 值 耦合电感L1/mH0.58 系统电感Ldc/mH2 回路电感Lm/mH0.6 充电电阻Rg/W2 保护阈值Ith/A40 耦合电感L2/mH1.23 匝数比n1.45 预充电电容C1/mF2 缓冲电容C2/mF2 放电电阻Rf/W0.5
图16 开断工作电流的实验波形
Fig.16 Experimental waveforms of breaking operating current
图17为所提S-HCB开断故障电流的实验结果。在t0时刻,故障发生,机械开关电流iS快速上升。在t1时刻,iS达到动作保护阈值Ith(40 A),给机械开关S下达开启指令,IGBT Q1导通且给晶闸管VT1持续施加触发信号。在反制电压的作用下,机械开关电流iS快速下降至零并反向。在t2时刻,机械延时结束,机械开关S开始分离触头,机械开关电流iS在10 μs内换向至晶闸管VT1。随后,机械开关的端电压被钳位至晶闸管的导通压降(近似零电压),促进机械开关S进行绝缘恢复。在t=t3时,机械开关S完全开启,IGBT和晶闸管驱动信号关闭,晶闸管电流iT1快速下降至0,即完成了故障电流的 开断。
图17 开断故障电流的实验波形
Fig.17 Experimental waveforms of breaking fault current
为了凸显本文所提S-HCB的优势,本节将其与文献[18-22]中的S-HCB进行详细比较,比较结果见表3。由于部分S-HCB未提及预充电支路,因此在下述比较分析中不考虑预充电支路;同时,也不考虑都包含的机械开关。鉴于文献[18-22]中的部分S-HCB仅讨论了单向故障开断,因此表3中的对比分析也同样基于单向故障开断情况进行。与文献[18-22]中的S-HCB相比,本文所提S-HCB具有下列优势:
表3 整体性能比较
Tab.3 Overall performance comparison
类别所提S-HCB文献[18]文献[19]文献[20]文献[21]文献[22] 双向运行√××××× 独立开断回路√××××× 机械开关开断环境零电压过零点零电流零电流零电流零电流 反制电压注入次数111111
(1)所提S-HCB构建了一个独立的故障开断回路,使故障开断更加可靠。文献[18-23]中机械开关的开启窗口会受到线路电感的干扰。当处理远距离故障或感性负载时,故障电流过零的时刻会延后,使得机械开关在非零电流条件下开启,从而导致故障开断不可靠。然而,在本文提出的S-HCB中,主支路和旁路支路共同构成一个独立的故障开断回路,使故障电流过零的时刻与线路电感解耦,从而为机械开关提供了一个更稳定的开启窗口,提升了故障开断的可靠性。
(2)利用反并联晶闸管导通来钳位机械开关的开启全过程,实现所提S-HCB的无弧开断运行。文献[18]所提S-HCB的电压注入回路只能产生一个电流过零点。然而,机械开关的控制精度仅为几十到几百ms,难以精确匹配机械开关的开启时刻与故障电流的过零点,因而机械开关会产生开启电弧。文献[19-22]所提S-HCB中,电压注入回路通过注入多电平反制电压的方式,将故障电流调制成近似为零的交流纹波,以此为机械开关提供一个近似零电流的开断环境。在本文所提S-HCB中,利用反并联晶闸管的导通来钳位机械开关的开启全过程,为机械开关提供一个近似零电压的开断环境。因此,文献[19-22]和本文所提S-HCB均能在机械开关开启时有效抑制电弧产生。
(3)仅需单次注入反制电压,且无需高频开关功率器件,所提S-HCB实用性良好。文献[19-22]中提出的S-HCB需要多次注入反制电压以调制故障电流,从而为机械开关提供一个近似零电流的开启窗口。然而,这些电压注入回路(多电平注入器)增加了S-HCB的控制和拓扑复杂性。此外,电压注入回路中的功率器件在大电流下需高频动作,存在误导通的问题。相比之下,本文提出的S-HCB利用反并联晶闸管导通来钳位机械开关的开启全过程,仅需单次注入反制电压,即可为机械开关提供一个近似零电压的开断环境,简化了电压注入回路的控制和拓扑,并且无需高频开关功率器件。因此,所提S-HCB具有更好的实用性。
相比于其他S-HCB,本文所提S-HCB需要更多的元器件,因此成本有所增加。其原因如下:首先,所提S-HCB构建了一个独立的故障开断回路来提高故障开断的可靠性。其次,所提S-HCB采用对称结构来开断双向故障电流,而其他S-HCB只能开断单向故障电流。若其他S-HCB要实现双向故障开断,通常需要在电压注入回路中添加一个极性反转单元,例如文献[21]中的全桥单元。这样一来,其他S-HCB的成本优势将不复存在。
本文提出一种单次耦合注入且具有独立开断回路的串联型混合直流断路器,分析了其工作原理且给出了相关的参数设计方法。通过在直流系统中进行仿真和实验验证,并与文献[18-22]所提S-HCB进行对比,得出以下结论:
1)利用反并联晶闸管导通来钳位机械开关的开启全过程,为机械开关提供了一个近似零电压的开断环境。
2)单次注入反制电压来完成故障开断,简化了电压注入回路的控制和拓扑,提高S-HCB的实用性。
3)所提S-HCB具有独立的故障开断回路,将故障电流过零时间与线路电感解耦,从而获得一个更稳定的机械开关开启窗口,提升了故障开断的可靠性。
后续研究将开展高压大电流实验,以全面验证所提S-HCB的性能。
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Abstract The series-type hybrid circuit breaker (S-HCB) has emerged as a promising solution for fault protection in medium and low-voltage DC systems due to its advantages of fault current suppression and low conduction losses. However, S-HCB designs require multi-level counter-voltage injection to create the opening window for the mechanical switch, resulting in complex control and topology. Additionally, variations in line inductance can interfere with the created opening window, leading to unreliable fault interruption. This paper proposes an S-HCB with a single coupling injection and an independent breaking circuit. By utilizing thyristor conduction to clamp the entire opening process of the mechanical switch, the proposed S-HCB only requires a single injection of counter voltage to provide a near-zero voltage opening window for the mechanical switch, thereby simplifying its control and topology. Moreover, the proposed S-HCB features an independent fault interruption circuit, decoupling the fault current zero-crossing time from line inductance. Thus, a stable opening window is ensured, and the reliability of fault interruption is enhanced. Finally, the proposed S-HCB can break bi-directional fault currents.
The proposed S-HCB topology comprises the main branch, voltage injection circuit, bypass branch, and charging branch. The fault current opening principle under the metallic short-circuit fault is analyzed. Its working process can be divided into six stages: normal operation, fault occurrence, fault current rapid suppression, natural current exchange, insulation recovery, and energy consumption. The key components of the proposed S-HCB are parameterized by breaking the forward fault current as an example, and its parameters’ general principles and recommended values are provided.
A 10 kV/100 A simulation model and a 200 V/20 A experimental prototype were developed based on metallic ground faults. Experimental results demonstrate that at the moment of t0, the fault occurs and the mechanical switch current iS rises rapidly. At t=t1, iS reaches the action protection threshold Ith (40 A), an opening command is given to the mechanical switch S, the IGBT Q1 conducts, and a trigger signal is continuously applied to the thyristor VT1. Under the action of the counter voltage, iS rapidly drops and flows reversely. At t=t2, the mechanical delay time ends, S starts to separate the contacts, and iS is commutated to VT1 within 10 ms. Subsequently, the terminal voltage of the mechanical switch is clamped to the on-state voltage drop of the thyristor, which promotes the insulation recovery of S. At t=t3, S is fully turned on, the IGBT and thyristor drive signals are turned off, and the thyristor current iT1 rapidly decreases to 0, the fault current turn-on is completed. Thus, the increase in fault current during fault breaking is suppressed effectively.
The following conclusions can be drawn. (1) Utilizing thyristors to clamp the entire opening process of the mechanical switch provides a near-zero voltage interruption environment. (2) Only requiring a single injection of counter-voltage simplifies the voltage injection circuit’s control and topology, enhancing the practicality of the S-HCB. (3) The proposed S-HCB's independent fault interruption circuit decouples the fault current zero- crossing time from line inductance. A more stable opening window is ensured for the mechanical switch, and the reliability of fault interruption is improved.
keywords:Hybrid DC circuit breaker, series-type, simple control, reliable interruption, bidirectional operation
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.240960
中图分类号:TM561
湖南省科技创新重大专项(2020GK1010)和湖南省教育厅优秀青年项目(21B0671)资助。
收稿日期 2024-06-04
改稿日期 2024-06-25
肖少典 男,1999年生,硕士研究生,研究方向为电力电子技术在电力系统中的应用、直流断路器。E-mail: xiaoshaodian@hnu.edu.cn
江亚群 女,1971年生,博士,硕士生导师,研究方向为新型电力系统、电能质量分析与控制。E-mail: yaqunjiang@hnu.edu.cn(通信作者)
(编辑 崔文静)