（1）
摘要 混合式直流断路器作为柔性直流输电系统故障线路选择性快速隔离的主流技术路线，是最大程度地保障柔性直流输电系统健全和持续可靠运行的关键装备。然而，当前各类混合式直流断路器存在造价高昂的共性问题，如何提出混合式直流断路器优化拓扑，有效地降低直流断路器研制成本是改进直流开断技术的出发点和落脚点。在融合反向电流注入、故障电流转移负压构建和电压幅值可控快速提升等原理的基础上，该文提出一种基于可控振荡的电流注入型混合式直流断路器，通过可控振荡负压单元和反向电流注入辅助实现了故障电流的快速阻断。首先，研究了故障反向电流注入熄弧、电流转移负压构建和电压幅值可控快速提升等基本原理；其次，在此基础上提出基于可控振荡的电流注入型混合式直流断路器拓扑，并详细阐述了其工作原理；然后，研究了所提混合式直流断路器关键元件选型方法；最后，基于PSCAD/EMTDC对所提混合式直流断路器的有效性和适用性进行了仿真验证。
关键词：柔性直流电网 多端口混合式直流断路器 电流注入 可控振荡
大规模新能源经柔直送出是助力我国构建新型电力系统，实现“碳达峰、碳中和”宏伟目标的关键手段之一[1-2]。然而，与交流系统相比，柔性直流输电系统具有显著的“低惯量”特性[3-4]，其直流线路故障特征主要体现在故障暂态电流上升迅速[5]、故障影响范围广[6]和故障暂态电流无自然过零点[7]三个方面，极易发生“局部故障，全网停运”现象。作为构建直流电网的核心装备，高压直流断路器可快速开断直流故障电流，实现直流电网各部分的灵活接入和切除，是保障柔性直流输电系统健全和持续可靠运行的有效手段[8-10]。
目前，国内外专家学者及研究机构所提出的直流断路器大致可分为三类，即机械式直流断路器、固态式直流断路器和混合式直流断路器[11-13]。机械式直流断路器通过注入与故障电流大小相等方向相反的电流来人为制造电流过零点的方式进行直流开断，但存在高电位充电、重合闸后不能再次进行开断和连续故障无法处理等问题[14-16]；基于电力电子组件作为主开关器件的固态式断路器虽在开关速度上具有绝对的优势，但因通态损耗大而难以推广应用[17]；混合式直流断路器负载电流流经机械开关所在的主支路，并利用位于转移支路的全控型电力电子器件关断电流，不仅具有机械式直流断路器低通态损耗的优点，还兼具固态式直流断路器开关速度上的绝对优势，是目前高压直流开断领域的主流技术路线[18]。
然而，受限于电力电子器件的电压、电流耐受能力，大量电力电子组件级联在传统混合式直流断路器的转移支路上以耐受较高的暂态分断电压，导致断路器造价成本相对高昂[19]。随着高比例新能源的接入，新能源经柔性直流送出系统内混合式直流断路器的技术经济性亟须进一步提升[20-21]。针对这一问题，现有文献提出了电流注入型混合式高压直流断路器，其采用成本相对较低、容量较大的电力电子器件（如晶闸管、集成门极换流晶闸管（Integrated Gate-Commutated Thyristor, IGCT））来代替全控型绝缘栅双极晶体管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT），以达到降低总成本的目的。文献[22]提出了一种基于晶闸管桥式的直流断路器，超高速机械开关（Ultra-high-speed Mechanical Switch, UMS）和电力电子组件串联组成了其主支路，转移支路由大量晶闸管全桥模块级联而成，耗能支路嵌于晶闸管全桥模块内部，通过LC振荡产生反向电流迫使晶闸管关断，故障电流对转移支路内电容进行充电，从而辅助触发导通金属氧化物可变电阻（Metal Oxide Varistors, MOV），进而完成故障电流的阻断。为减少晶闸管器件使用数量，提升经济性，文献[23]提出了一种基于电流注入的新型混合式直流断路器拓扑，其主支路亦由UMS和电力电子组件串联而成，转移支路由二极管全桥构成，转移支路、振荡支路和耗能支路嵌于二极管全桥内部，通过LC振荡产生的反向电流迫使位于转移支路的晶闸管关断，完成故障电流从转移支路到振荡支路的快速转移。然而，总的来说，主支路由UMS和电力电子组件串联而成的电流注入型混合式直流断路器，因主支路长期导通kA级负荷电流，存在一定的通态损耗，需加装水冷散热系统，增加了成本，经济性稍差。
为进一步降低混合式断路器的通态损耗，国内外专家学者提出了主支路不含电力电子组件的电压过零型混合式直流断路器。文献[24]提出了基于耦合负压换流的混合式直流断路器，负压模块和电力电子组件串联构成了该混合式直流断路器的转移支路，其主支路仅由UMS组成；检测到故障发生后，负压模块通过耦合产生负极性电压，使得UMS燃弧电压高于转移支路导通压降，继而迫使故障电流从主支路快速转移至转移支路；然其耦合负压装置预充电电压较高，且需额外配置换流变压器，研制成本高，占地面积大。文献[25]提出了一种可控有源振荡换流型混合式高压直流断路器拓扑方案，其主支路亦仅由UMS组成，转移支路由电力电子组件和可控振荡负压单元串联而成，其中可控振荡负压单元仅由晶闸管和少量的IGBT组成，通过几次振荡便可产生可靠的换流电压以辅助故障电流从主支路向转移支路转移，进而完成故障电流的阻断；其提出的可控振荡负压单元拓扑，降低了预充电系统的耐压要求，提升了经济性。然而，总的来说，转移支路由电力电子组件和负压单元串联而成的电压过零型混合式直流断路器因需耐受较高的暂态分断电压，其转移支路须由大量电力电子组件级联而成，研制成本相对较高。
针对上述问题，在融合反向电流注入、故障电流转移负压构建和电压幅值可控快速提升等原理的基础上，本文提出了一种基于可控振荡的电流注入型混合式直流断路器（Controllable Oscillation-based Current Injection Hybrid DC Circuit Breaker, COCI- HDCCB），其主支路仅由UMS组成，转移支路由二极管全桥单元和可控振荡负压单元构成，振荡支路、晶闸管支路和耗能支路均嵌于二极管全桥单元内部。故障电流分断时，可控振荡负压单元产生负压使故障电流从主支路快速转移到晶闸管支路，振荡支路通过LC谐振产生反向电流迫使晶闸管支路关断，从而辅助完成故障电流的快速阻断。首先，研究了故障反向电流注入熄弧、电流转移负压构建和电压幅值可控快速提升等基本原理；其次，提出了基于可控振荡的电流注入型混合式直流断路器拓扑，并详细阐述了其工作原理；然后，揭示了电感、电容等关键元件参数对所提混合式直流断路器整体分断性能的影响机理；最后，仿真验证和技术经济对比分析表明，所提COCI-HDCCB方案可在3 ms内成功阻断故障暂态电流且能有效减少断路器造价。
反向电流注入型混合式直流断路器基本拓扑如图1所示[23]，直流电源Udc通过直流断路器对负载R进行供电。正常运行时，直流电流idc流经位于主支路上的UMS，同时对电容C进行充电，充电完成后电容电压uC的极性为左正右负。负载侧发生短路故障时，直流断路器接收到保护动作指令，UMS燃弧分闸，此时触发导通晶闸管VT1和VT3，故障电流迅速向晶闸管VT3所在支路转移，同时电容C通过VT3-VT1-L形成回路迅速放电，根据电路理论基本原理，有
（1）
式中，uC、uL分别为电容电压和电感电压；iL为电感电流。
将uC初始值U0代入式（1）可得
（2）
图1 反向电流注入型混合式直流断路器原理
Fig.1 Diagram of the hybrid DC circuit breaker based on counter-current injection
式中，iL(t)为电感电流。
式（2）中，令
，可得LC振荡电路的周期Toc表达式为
（3）
因晶闸管具有单向导通性，此次放电持续半个周期，电容电压uC极性反向。此时，触发导通晶闸管VT2，L-VT2-VD2-UMS-VD1与电容C形成回路迅速放电，向主支路注入与故障电流方向相反的振荡电流。当主支路电流iM减小至0时，UMS电流过零熄弧。电容电压uC极性为左负右正，因晶闸管VT3所在支路的整体压降大于电容C所在支路的整体压降，故障暂态电流迅速从晶闸管VT3所在支路转移至电容C所在支路，故障电流对电容C进行持续性反向充电。当电容C被充电至设定电压后，MOV被触发导通，故障电流在暂态分断电压的作用下逐渐降为零。
电压过零型混合式直流断路器拓扑如图2所示，电压过零型混合式直流断路器由主支路、电力电子组件和负压单元串联而成的转移支路、耗能支路等组成[24]，其基本工作原理如下：
图2 电压过零型混合式直流断路器拓扑
Fig.2 Topology of voltage-zero-crossing hybrid DC circuit breakers
正常工作时，负载电流流经主支路UMS；短路故障时，接收到保护动作指令后，UMS开始燃弧分闸，此时导通电力电子组件以及负压单元的电力电子开关，负压单元产生的负压加在转移支路上，使位于主支路上的UMS燃弧电压高于转移支路整体压降，实现了故障电流由主支路向转移支路的快速转移。当主支路电流过0时，UMS电弧熄灭。当故障电流对转移支路电力电子组件内的电容充电至MOV启动阈值电压时，耗能支路MOV被触发导通，故障电流在MOV较高暂态分断电压作用下逐渐衰减为0。
图3为基于IGBT全桥结构的可控振荡电路基本拓扑[25]，其中，VT1～VT4为IGBT，VD1～VD4为二极管，电容值C1
C2，电容C1的初始电压为0，电容C2初始电压为U0，电感电流初始值为0。电容C1、C2和电感L通过IGBT全桥放电，产生幅值可控快速提升的电压和电流，其工作原理如下所示。
图3 全桥型可控振荡电路
Fig.3 Circuit of full-bridge-controllable oscillation
1）第一次振荡
t =0时刻，控制VT1、VT4处于导通状态，VT2、VT3处于关断状态，电容C2通过回路C2-VT1-C1-L- VT4放电，进行第一次振荡，其工作状态如图4a所示。
（a）工作状态 （b）电路模型
图4 第一次振荡和对应电路模型
Fig.4 The first oscillation and its circuit model
根据电路基本原理，振荡周期Toc及等效电容Ceq为
（4）
根据如图4b所示的等效电路模型，可得
（5）
式中，uCeq(t)为等效电容Ceq的电压；UCeq(0)为0时刻等效电容Ceq的电压；iL(0)为0时刻时的电感电流；UC1(0)、UC2(0)分别为0时刻电容C1、C2的 电压。
由式（5）可得，uCeq(t)和iL(t)可解为
（6）
根据式（6）所解得的iL(t)，全桥型可控振荡电路中的电容电压uC1(t)和uC2(t)可分别表示为
（7）
由于电容值C1C2，故全桥型可控振荡电路的等效电容Ceq和振荡周期Toc可近似为
（8）
根据式（8），全桥型可控振荡电路中的电容电压uC1(t)、uC2(t)和电感电流iL(t)可近似表示为
（9）
由式（9）可知，第一次振荡时，电感电流iL(t)在Toc/2时刻过零。此时，全桥型可控振荡电路中的电容电压uC1幅值为2U0，其极性为上正下负。因电容值C2
C1，电容电压uC2在该振荡过程中基本保持不变。
2）第二次振荡
t =Toc/2时刻，闭锁VT1、VT4，同时导通VT2、VT3，电容C2通过回路C2-VT3-L-C1-VT2放电，进行第二次振荡，其工作状态如图5a所示。图5b为其对应电路模型，由于电路参数未发生变化，故振荡周期Toc保持不变。
（a）工作状态 （b）电路模型
图5 第二次振荡和对应电路模型
Fig.5 The second oscillation and its circuit model
同理，由式（5）、式（9）可知，第二次振荡时的电压uC1(t)、uC2(t)、振荡电流iL(t)分别为
（10）
由式（10）可知，第二次振荡时，电感电流iL在t =Toc时刻过零。电容C1极性此时为上负下正，其幅值为-4U0，电容C2电压uC2在振荡过程中基本维持不变。
t =3Toc/2时，闭锁VT2和VT3，同时导通VT1和VT4，并按照此操作顺序循环。N次振荡之后，电容C1、C2的电压和振荡电流可归纳为
（11）
由式（11）可知，每次振荡结束时，电容C1的电压幅值为(-1)N-12NU0，且偶数次振荡时，其极性为上负下正；奇数次振荡时，其极性为上正下负。根据其每次振荡可以产生极性、幅值均可控的电压特性，将此电路应用于电压过零型混合式直流断路器的负压单元，用来产生一个大小合适的负压来辅助电流转移。
本文所提的混合式直流断路器拓扑如图6所示，其主断路器主要由下面几部分组成：
（1）主支路由UMS组成，用于承担系统正常运行时的负载电流。
（2）预充电支路由晶闸管VT1和电阻R组成，用于正常运行时为电容C1充电；振荡支路由VT2、VT3构成的反并联晶闸管组、电感L1和电容C1组成，用于提供反向电流以辅助故障电流快速转移；晶闸管VT4组成晶闸管支路，用于短时承载故障电流；耗能支路由MOV串、并联组成，用于阻隔故障电流并钳位断路器两端电压。
图6 基于可控振荡的电流注入型混合式直流断路器拓扑
Fig.6 Topology of the proposed COCI-HDCCB
（3）转移支路由晶闸管支路和可控振荡负压单元串联组成，用于短时承载故障电流。
（4）可控振荡单元由IGBT全桥。电容C2和C3、电感L2、晶闸管VT13及二极管VD5～VD9组成，通过控制IGBT全桥的导通顺序可产生幅值可控快速提升的负压辅助换流。
预充电支路、振荡支路、晶闸管支路和耗能支路嵌于二极管全桥内，可控振荡负压单元位于晶闸管全桥内，二极管全桥与晶闸管全桥串联在一起并并联在主支路的UMS两端。
不失一般性地，以左侧电源右侧故障为例，基于本文所提混合式直流断路器的直流故障隔离过程共分为四个阶段，详细工作原理如下：
1）稳态运行（t0时刻之前）
在直流系统稳态运行时，断路器工作在稳态运行模式，系统电流流经主支路。触发导通晶闸管VT1，VD1-C1-L1-VT1与系统电源构成回路，断路器内电容C1被系统电流充电，电容充电过程如图7所示。当电容电压达到系统电压后，流经晶闸管组VT1的故障暂态电流降为零，晶闸管组VT1自然关断，此时位于振荡支路的电容C1电压极性为上正下负。
图7 稳态运行工作状态
Fig.7 Steady-state operation working state diagram
在直流系统稳态运行时，晶闸管VT2、VT3和VT4均处于关断状态。流经主支路的正常负载电流idc可以表示
（12）
式中，Rdc为除直流断路器之外的系统等效电阻；Z为负载阻抗；Udc为系统额定电压。
2）可控振荡阶段（t0～t1）
t =t0时刻，断路器收到动作信号，并在短暂延时后UMS开始燃弧分闸；与此同时，可控振荡负压单元投入运行，期间的工作状态如图8所示。结合第1节分析可知，电容电压uC2和直流线路故障电流if分别满足
图8 t0～t1时刻工作状态
Fig.8 Working state diagram at time t0～t1
（13）
式中，uarc为电弧电压；Ldc为除直流断路器之外的系统等效电感。
3）换流阶段
（1）t1～t2。可控振荡负压单元在t =t1时刻完成振荡，此时电容电压uC3极性为左负右正。导通晶闸管VT3、VT4、VT9、VT12和VT13，其工作状态如图9所示，可控振荡负压单元投入负压uC3以辅助换流。同时，电容C1通过VT4-VT3-L1迅速放电，其等效电路如图10a所示，根据电路基本原理有
（14）
式中，uT3、uT4分别为晶闸管VT3、VT4压降；uC1、uL1分别为电容C1两端电压和电感L1两端电压；iC1为流经电容C1的电流。
图9 t1～t2时刻工作状态
Fig.9 Working state diagram at time t1～t2
由于电容电压uC3极性为左负右正，导致转移支路整体压降小于主支路燃弧电压，迫使电流迅速由主支路向晶闸管支路转移，其过程等效电路如图10b所示。
（a）振荡支路等效电路 （b）转移支路等效电路
图10 第一次换流等效电路
Fig.10 Equivalent circuit diagram for the firstcommutation
（2）t2～t3。t =t2时刻，故障电流完全转移到晶闸管支路，UMS电流过零熄弧，其动静触头继续分离，此时故障电流满足
（15）
式中，uD1、uD4分别为二极管VD1、VD4的压降；uT4、uT9、uT12和uT13分别为晶闸管VT4、VT9、VT12、VT13的压降；if、im和itr分别为直流线路故障暂态电流、断路器主支路电流和断路器转移支路电流。
电容C1放电结束后，其极性由上正下负变为上负下正。此时，因流经晶闸管VT3的振荡电流衰减至0，晶闸管VT3自然关断，故障电流全部流经晶闸管支路，并通过晶闸管支路对C3进行充电。当电容电压uC3极性从左负右正变为左正右负时，VT13承受正压导通，电容C3被旁路，其工作状态如图11所示。此时故障电流满足
（16）
图11 t2～t3时刻工作状态
Fig.11 Working state diagram at time t2～t3
（3）t3～t4。t =t3时刻，UMS动静触头达到额定开距，导通晶闸管VT2，电容C1通过回路VT4-L1-C1迅速放电，其工作状态如图12所示。由式（14）可知，电流iL随着时间不断增加，iVT4不断减少。当iVT4减小到0时，晶闸管VT4承受反压自然关断，故障电流满足
（17）
式中，uT2为晶闸管VT2的压降。
图12 t3～t4时刻工作状态
Fig.12 Working state diagram at time t3～t4
4）耗能阶段（t4～t5）
t =t4时刻，故障电流全部流经振荡支路，并对电容C1进行反向充电，其工作状态如图13a所示。电容电压uC1被充电至极性反向并达到MOV阈值电压，耗能支路触发导通，其工作状态如图13b所示。故障电流在此较高暂态分断电压的作用下于t =t4时刻降为0，至此完成故障电流的开断，期间故障电流满足
（18）
式中，UMOV为避雷器所建立的暂态分断电压。
（a）故障电流对电容C1进行充电
（b）耗能支路MOV被触发导通
图13 t4～t5时刻工作状态
Fig.13 Working state diagram at time t4～t5
振荡支路和可控振荡负压单元作为该断路器的核心，其合理的参数设计是实现整个断路器功能的关键。振荡支路中，可控振荡负压单元中的电容、电感与充电电压等关键元件参数影响换流速度和换流的可靠性。本节对振荡支路、可控振荡负压单元中的关键模块中的关键元件参数进行分析。以±500 kV张北柔性直流电网工程为例，Udc=500 kV，流过转移支路的故障电流峰值为25 kA。
1）电容C1
由式（3）分析可知，振荡支路的正向振荡时间为半个周期，该段时间应近似等于主支路电流过零时间，约100～200 ms。振荡支路振荡后电容电压极性反向，为确保晶闸管VT4可靠关断，需保证：①振荡支路电容电压极性需维持50～100 ms；②振荡支路电流大于短路电流峰值。由式（2）可知，电流峰值为
（19）
由式（3）可知，随着电容C1的增大，电容充放电时间将会随之增加，故电容C1的值不宜过大。图14为不同容值下振荡周期电感变化情况，可知电容C1可取值区间为1～5 mF。
图14 不同容值下振荡周期随电感L1变化情况
Fig.14 The variation of oscillation period with inductance L1 under different capacitance values
2）电感L1
在电容给定的取值范围下，电感决定着谐振振荡周期和振荡电流。若电感太大，则会导致振荡周期偏长，从而使得故障电流转移时间延长，不利于断路器快速隔离故障。因此，电感L1取值不宜太大。由式（16）可知，在电容一定时，振荡电流的峰值与电感呈负相关。在满足振荡电流的峰值不能超过晶闸管最大耐受电流的条件下，还需要满足故障电流转移条件，因此，电感L1取值不宜太小。综上所述，结合图15可知，电感L1的取值范围为400～700 mH。
图15 不同容值下振荡电流随电感L1变化情况
Fig.15 The oscillating current varies with the inductance L1 under different capacitance values
1）预充电电压U0
一方面，由式（9）可知，可控振荡负压单元投入换流时电容电压uC1的幅值大小取决于预充电电压U0的大小，其大小直接影响到换流能力，因此U0应该尽可能取较大的值。另一方面，由于IGBT成本高昂，为保证不造成IGBT的损坏，U0的大小设置应不超过IGBT的额定电压且留有一定裕度。U0可表达为
（20）
式中，km为裕度系数，一般取值为0.8～0.9；UIGBT为IGBT的额定电压。
2）电容C2、C3
根据2.3节的工作原理分析可知，可控振荡负压单元的核心功能是实现电容电压uC2的振荡升压和维持电容电压uC2基本不变。根据式（8）可知，要实现该功能就要使Ceq≈C2，如图16所示，当C3
C2时，Ceq/C2≈1。如图17所示，当C3C2时，Ceq/C3≈0。因此，C2和C3至少相差1 000倍。结合电容的成本及其体积，电容C2取值范围应控制在300 mF之内，电容C3取值范围应控制在300 mF之内。
图16 Ceq/C2随C2、C3变化情况
Fig.16 The change of Ceq/C2 with C2 and C3
图17 Ceq/C3随C2、C3变化情况
Fig.17 The change of Ceq/C3 with C2 and C3
3）电感L2
由式（9）可知，在电容C2取值一定的情况下，电感L2决定着振荡周期长短和振荡电流的大小。图18为振荡周期随电感L2变化规律。发生故障时，为了尽快投入可控振荡负压单元，振荡周期要尽可能缩短，故电感L2取值不宜过大。
图18 不同容值下振荡周期随电感L2变化情况
Fig.18 The variation of oscillation period with inductance L2 under different capacitance values
取U0=3.6 kV，振荡次数N=1，振荡电流随电感L2变化规律如图19所示，由于可控振荡负压单元内部含有价格相对较高的电力电子组件，所以振荡电流不宜过大，为了限制振荡电流，电感L2取值不宜太小。综上所述，电感L2取值范围应控制在50～300 mH之间。
图19 不同容值下振荡电流随电感L2变化情况
Fig.19 The variation of oscillation current with inductance L2 under different capacitance values
4）振荡次数N
由式（11）可知，当N取值越大时，达到相同负极性电压时预充电压可取值越小，有效减少电力电子器件的使用数量，还能减小电容电感的参数和体积，所以振荡次数不宜过少。由2.2节工作原理可知，发生故障后，可控振荡负压单元在完成振荡后才投入工作，若振荡次数过多，会导致投入时间过晚而导致开断失败；同时振荡次数过多也会导致振荡电流过大，当超过电力电子器件的阈值时，会导致其损坏。所以振荡次数不宜过多，综上考虑振荡次数应取为3～7次。
为验证所提混合式直流断路器的功能特性，基于PSCAD/EMTDC搭建了如图20所示的四端柔直电网系统电磁暂态仿真模型。S1～S4为基于半桥子模块的柔性直流换流站，其中S2运行在定直流电压和定无功功率的组合控制模式，S1、S3和S4均运行在定有功功率和定无功功率的组合控制模式。正常运行时，受端换流站S4从柔直电网中吸收有功功率，送端换流站S1、S3向柔直电网系统送出有功功率。为抑制直流线路故障暂态电流上升率，每条线路两端均配置有较大量级的直流电抗器，且同时配置直流断路器以实现故障线路的选择性快速隔离。四端柔直电网系统主要参数见表1，DCCB采用如图6所示的拓扑方案，其元件参数见表2。
图20 四端柔直电网系统示意图
Fig.20 Schematic diagram of a four-terminal VSC-based DC grid system
表1 柔性直流电网系统参数
Tab.1 System parameters of the simulation model
换流站S1S2S3S4 交流系统电压/kV220500220500 直流额定电压/kV±500±500±500±500 控制模式P/QVdc/QP/QP/Q 变压器电压比220/275500/275220/275500/275 额定容量/(MV·A)1 6001 6003 2003 200 桥臂电感/mH1001005050 桥臂子模块数量244244244244 子模块电容/mF881515
表2 断路器各元件参数
Tab.2 Parameters of each component of the DCCB
参 数数 值 额定电压/kV500 MOV暂态分断电压/kV800 振荡支路电容C1/mF2 振荡支路电感L1/mH600 可控振荡负压单元电容C2/mF30 可控振荡负压单元电容C3/mF30 可控振荡负压单元电感L2/mH300 可控振荡负压单元振荡次数7
在搭建的四端柔性直流电网仿真模型中，t =2 s时刻，于直流线路Line34中央位置，发生正极永久性接地短路故障。不失一般性地，以位于正极线路上的直流断路器DCCB34p为例，根据柔性直流输电系统对直流线路继电保护动作时间要求，故障后约3.3 ms时刻，直流断路器DCCB34p接收到继电保护动作指令，位于主支路上的UMS开始燃弧分闸。仿真波形如图21所示。
如图21a、图21b所示，正常运行时，负荷电流流经主支路，正极直流线路电流idc34p等于主支路电流，均约为2.25 kA；故障发生后，直流线路故障暂态电流峰值迅速上升至约5.7 kA，继而在耗能支路较高暂态分断电压作用下逐渐降为0；直流断路器约在故障后3.3 ms时刻接收到继电保护动作指令，故障暂态电流约在故障后5.9 ms时刻达到峰值并开始衰减，直流断路器整体开断时间约为2.6 ms。
（a）直流线路电流
（b）主支路电流
（c）可控振荡负压单元IGBT控制时序
（d）可控振荡负压单元电容C3两端电压
（e）可控振荡负压单元电容C2两端电压
（f）主支路和晶闸管支路电流
（g）振荡支路电容C1两端电压
（h）振荡支路和晶闸管支路电流
（i）断路器两端电压
（j）耗能支路电流
图21 仿真波形
Fig.21 Simulation waves of the DCCB
如图21c所示，故障后约3.3 ms时刻，直流断路器DCCB34p接收到继电保护动作指令，UMS启动燃弧分闸操作，同时可控振荡负压单元投入运行；为保障故障暂态电流从主支路向转移支路可靠换流，可控振荡负压单元共进行7次振荡，其中，VT6、VT7同步导通4次，VT5、VT8同步导通3次。如图21d所示，可控振荡负压单元每次振荡结束时，电容C3两端电压uC3分别为-7.02、13.54、-19.97、25.60、-31.28、35.73、-40.68 kV。如图21e所示，电容C2两端电压uC2在整个振荡过程的最小值约为3.3 kV，降幅约为8.3%。
故障后约5.4 ms时刻，触发导通晶闸管VT3、VT4、VT9和VT12。如图21f所示，电容C3两端电压uC3极性为左负右正，UMS燃弧电压高于转移支路整体压降，故障暂态电流迅速从主支路向晶闸管支路转移。约100 ms后，主支路电流降为0，故障暂态电流全部转移到晶闸管支路，UMS动静触头继续分离；同时，振荡支路的预充电电容C1、电感L1与晶闸管VT3、VT4构成回路进行振荡。如图21g所示，约110 ms后，预充电电容C1振荡过程结束，电容电压uC1极性由上正下负变为上负下正，同时，晶闸管VT3因电流过零且承受反压而自然关断。
故障后约5.8 ms时刻，UMS动静触头达到额定开距。此时，触发导通晶闸管VT2，预充电电容C1通过电感L1和晶闸管VT2对系统放电。如图21h所示，振荡电流不断增大，晶闸管支路电流不断减小。故障后约5.81 ms时刻，晶闸管支路电流降为零，故障暂态电流完全转移至振荡支路，并对振荡支路的预充电电容C1进行充电，此时晶闸管VT4因承受反压而自然关断。如图21i所示，当故障暂态电流将电容C1两端电压充电至MOV的启动阈值电压时，位于耗能支路上的MOV被触发导通并迅速建立起约为800 kV的较高暂态分断电压，故障电流在此暂态分断电压下逐渐衰减。如图21j所示，约故障后17.9 ms时刻，故障暂态电流衰减至零，直流断路器成功开断。
为凸显本文所提COCI-HDCCB的整体优势，本小节就技术性能和经济性能两方面，将其与文献[23, 25]所提的直流断路器拓扑方案进行对比分析。
本文将直流断路器在故障条件下对故障暂态电流的快速分断能力视为评估其性能的关键指标之一。在如图20所示的四端柔性直流电网仿真模型中，搭建文献[23, 25]和本文所提COCI-HDCCB三种直流断路器模型，仿真条件设置如第4节所述。正极直流线路电流idc34p仿真波形如图22所示，三种直流断路器均能在3 ms内完成故障暂态电流阻断，其中基于COCI-HDCCB方案的故障暂态电流峰值低于基于文献[23]所提方案的故障暂态电流峰值，且整体开断时间较优；相比于文献[25]所提直流断路器方案，基于COCI-HDCCB方案的故障暂态电流峰值和整体开断时间略高，究其原因，是因为基于COCI-HDCCB方案的UMS动静触头达到额定开距后，还需等待振荡支路LC振荡半个周期使故障电流从晶闸管支路转移至振荡支路。然而，由第2节理论分析和第3节参数设计可知，振荡支路LC振荡周期约为110 ms，半个周期的等待时间对直流断路器故障暂态电流整体开断时间影响较小。
图22 不同断路器直流线路电流波形对比
Fig.22 Comparison of DC line current waveforms of different DCCBs
整体性能对比见表3，与文献[23, 25]所提的直流断路器方案的技术性能相比，本文所提的COCI- HDCCB可在3 ms内完成分断，且具有换流时间短、通态损耗低、无需水冷散热等优势。
表3 整体性能对比
Tab.3 Overall performance comparison
指标文献[23]文献[25]COCI-HDCCB 开断时间/ms＜3＜3＜3 辅助装置电力电子组件可控振荡电路可控振荡负压单元 换流时间短短短 电弧烧蚀无弧分断短时燃烧短时燃烧 通态损耗高低低 散热水冷散热自然冷却自然冷却
衡量直流断路器经济性的重要指标之一为电力电子器件的使用数量和选用类型。为对以上三种直流断路器的经济性进行定性、定量分析计算，忽略UMS、电容和MOV等相同部分，各支路电力电子器件的串联数量为
（21）
式中，
为MOV阀片组的限电压系数，一般取1.6；kr为冗余系数，一般取8%；ue为单个电力电子器件的额定电压；km为电力电子器件电压裕度系数，一般取0.8[23]。
以构建额定电压为±500 kV，且能在3 ms内开断25 kA故障电流的直流断路器为例，可选用型号为5SDF28L4520（4.5 kV, 2.75 kA, ¥2 300）的二极管、型号为TDK4453002DH（4.5 kV, 5.388 kA, ¥2 800）的晶闸管和型号为5SNA3000K452300（4.5 kV, 3 kA, ¥38 800）的IGBT。由式（21）计算可得本文所提COCI-HDCCB中二极管全桥所使用的二极管VD1～VD4所需串联的数量各为240个；预充电支路所使用的晶闸管VT1所需串联的数量为240支；振荡支路所使用的晶闸管VT2～VT3所需串联的数量各为240个；晶闸管支路所使用的晶闸管VT4所需串联的数量为240个；可控振荡负压单元使用的晶闸管VT9～VT13所需串联的数量各为240个，使用的二极管VD6～VD9数量均为1个，使用的IGBT数量为4个。因电力电子器件能在短时间内耐受数倍的额定电流，故二极管VD1～VD4和晶闸管VT1～VT3仅需1组即可满足需求。同时，由于晶闸管支路在故障暂态电流转移过程中需同时耐受故障暂态电流和振荡支路产生的振荡电流，故晶闸管支路中的VT4应配置2组并联以确保可靠性。根据所提COCI-HDCCB的换流原理，可控振荡负压单元模块仅需配置1个模块即可满足要求。同理，可计算得到文献[23, 25]所提方案的直流断路器电力电子器件使用数量。以上三种直流断路器电力电子器件使用数量对比分析见表4。
表4 不同断路器电力电子器件使用情况对比分析
Tab.4 Comparative analysis of power electronic device utilization in different DCCBs
断路器文献[23]文献[25]COCI-HDCCB IGBT个数966444 晶闸管个数1 2001 2002 400 二极管个数1 0801 6641 026 成本/万元956.883 217.44923.50
相较文献[23, 25]提出的混合式直流断路器方案，本文所提出的混合式直流断路器方案采用可控振荡负压单元所产生的负压辅助故障电流转移，可在3 ms内完成开断，满足柔性直流输电系统故障暂态电流快速阻断需求，且具有换流时间短、通态损耗低、无需水冷散热等优势。在满足技术性指标且有所超越的前提下，本文所提直流断路器拓扑仅使用少量IGBT及价格相对低廉的晶闸管即可实现故障暂态电流可靠转移，相较于传统方案，降低了直流断路器制造成本。综上所述，本文所提直流断路器拓扑方案技术性和经济性较为优越，具有良好的工程应用前景。
本文分析了反向电流注入基本原理，研究了电流转移负压构建与快速可控提升方法，提出了基于可控振荡的电流注入型混合式直流断路器。有如下结论：
1）提出了可控振荡负压构建与幅值快速提升方法，建立了幅值小于UMS燃弧压降的转移支路通态电压，实现了故障电流从主支路向转移支路的快速转移。
2）揭示了振荡支路电压电流对晶闸管支路快速关断的影响机理，实现了故障暂态电流从晶闸管支路向振荡支路的快速转移，为位于耗能支路上的MOV被触发导通，并建立较高暂态分断电压创造了条件。
3）所提混合式直流断路器采用模块化设计，经济性好，可助力我国新型电力系统构建。
参考文献
[1] 汤广福, 庞辉, 贺之渊. 先进交直流输电技术在中国的发展与应用[J]. 中国电机工程学报, 2016, 36(7): 1760-1771.
Tang Guangfu, Pang Hui, He Zhiyuan. R & D and application of advanced power transmission tech- nology in China[J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(7): 1760-1771.
[2] 饶宏, 黄伟煌, 郭知非, 等. 柔性直流输电技术在大电网中的应用与实践[J]. 高电压技术, 2022, 48(9): 3347-3355.
Rao Hong, Huang Weihuang, Guo Zhifei, et al. Practical experience of VSC-HVDC transmission in large grid[J]. High Voltage Engineering, 2022, 48(9): 3347-3355.
[3] Tong Ning, Lin Xiangning, Li Yan, et al. Local measurement-based ultra-high-speed main protection for long distance VSC-MTDC[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2019, 34(1): 353-364.
[4] 戴志辉, 陈思琦, 李毅然, 等. 复杂环状柔直配电网单极断线故障特性分析[J]. 电工技术学报, 2022, 37(5): 1229-1241.
Dai Zhihui, Chen Siqi, Li Yiran, et al. Characteristic analysis of single-pole breakage fault in complex ring flexible DC distribution systems[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(5): 1229- 1241.
[5] 贺之渊, 陆晶晶, 刘天琪, 等. 柔性直流电网故障电流抑制关键技术与展望[J]. 电力系统自动化, 2021, 45(2): 173-183.
He Zhiyuan, Lu Jingjing, Liu Tianqi, et al. Key technologies and prospect of fault current suppression in flexible DC power grid[J]. Automation of Electric Power Systems, 2021, 45(2): 173-183.
[6] 孟沛彧, 向往, 潘尔生, 等. 分址建设直流输电系统拓扑方案与运行特性研究[J]. 电工技术学报, 2022, 37(19): 4808-4822.
Meng Peiyu, Xiang Wang, Pan Ersheng, et al. Research on topology and operation characteristics of HVDC transmission system based on site-division construction[J]. Transactions of China Electrotech- nical Society, 2022, 37(19): 4808-4822.
[7] 余占清, 曾嵘, 屈鲁, 等. 混合式直流断路器的发展现状及展望[J]. 高电压技术, 2020, 46(8): 2617- 2626.
Yu Zhanqing, Zeng Rong, Qu Lu, et al. Development status and prospect of hybrid DC circuit breaker[J]. High Voltage Engineering, 2020, 46(8): 2617-2626.
[8] 李清波, 林佳壕. 基于混合型柔性限流器直流配网故障暂态特性研究[J]. 电气工程学报, 2020, 15(4): 65-74.
Li Qingbo, Lin Jiahao. Study on fault transient characteristics of DC distribution network based on hybrid flexible current limiter[J]. Journal of Electrical Engineering, 2020, 15(4): 65-74.
[9] Chu Xu, Song Guobing, Liang Jun. Analytical method of fault characteristic and non-unit protection for HVDC transmission lines[J]. CSEE Journal of Power and Energy Systems, 2016, 2(4): 37-43.
[10] 孙雷强, 庄劲武, 王冲, 等. 基于联合仿真的断路器合闸电磁铁的动态特性研究[J]. 电气工程学报, 2023, 18(1): 104-110.
Sun Leiqiang, Zhuang Jinwu, Wang Chong, et al. Research on dynamic characteristics of circuit breaker’s closing electromagnet based on co- simulation[J]. Journal of Electrical Engineering, 2023, 18(1): 104-110.
[11] 裴翔羽, 汤广福, 张盛梅, 等. 双极柔性直流电网短路电流暂态特性分析[J]. 全球能源互联网, 2018, 1(4): 403-412.
Pei Xiangyu, Tang Guangfu, Zhang Shengmei, et al. Analysis on transient characteristics of short-circuit current for bipolar VSC-based DC grid[J]. Journal of Global Energy Interconnection, 2018, 1(4): 403- 412.
[12] 程显, 闫冬冬, 葛国伟, 等. 基于耦合电抗器的阻容型混合直流断路器拓扑结构研究[J]. 电工技术学报, 2023, 38(3): 818-827.
Cheng Xian, Yan Dongdong, Ge Guowei, et al. Research on the topology of the resistance- capacitance hybrid DC circuit breaker with coupling reactors[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2023, 38(3): 818-827.
[13] Pei Xiangyu, Pang Hui, Li Yunfeng, et al. A novel ultra-high-speed traveling-wave protection principle for VSC-based DC grids[J]. IEEE Access, 2019, 7: 119765-119773.
[14] 李斌, 李鹏宇, 温伟杰, 等. 机械式直流断路器性能分析及谐振换流方法[J]. 电工技术学报, 2022, 37(9): 2139-2149.
Li Bin, Li Pengyu, Wen Weijie, et al. Performance analysis and resonant commutation method of mechanical DC circuit breaker[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(9): 2139- 2149.
[15] 潘垣, 袁召, 陈立学, 等. 耦合型机械式高压直流断路器研究[J]. 中国电机工程学报, 2018, 38(24): 7113-7120, 7437.
Pan Yuan, Yuan Zhao, Chen Lixue, et al. Research on the coupling mechanical high voltage DC circuit breaker[J]. Proceedings of the CSEE, 2018, 38(24): 7113-7120, 7437.
[16] 李弸智, 周万迪, 王新颖, 等. 直流电网用混合式直流断路器开断参数影响因素研究[J]. 电网技术, 2021, 45(4): 1377-1387.
Li Pengzhi, Zhou Wandi, Wang Xinying, et al. Breaking parameter influencing factors of hybrid DC circuit breaker applied to DC power grids[J]. Power System Technology, 2021, 45(4): 1377-1387.
[17] 何俊佳. 高压直流断路器关键技术研究[J]. 高电压技术, 2019, 45(8): 2353-2361.
He Junjia. Research on key technologies of high voltage DC circuit breaker[J]. High Voltage Engineering, 2019, 45(8): 2353-2361.
[18] 李浩, 裴翔羽, 李泽文, 等. 具备故障电流限制能力的多端口直流断路器[J]. 电工技术学报, 2023, 38(10): 2818-2831.
Li Hao, Pei Xiangyu, Li Zewen, et al. A multi-port DC circuit breaker with fault-current limiting capability[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2023, 38(10): 2818-2831.
[19] 李弸智, 魏晓光, 周万迪, 等. 混合式直流断路器电流转移开关核心性能研究与参数设计[J]. 中国电机工程学报, 2021, 41(24): 8560-8571.
Li Pengzhi, Wei Xiaoguang, Zhou Wandi, et al. Research on core performance and parameter design of current commutation switch in hybrid HVDC CB[J]. Proceedings of the CSEE, 2021, 41(24): 8560-8571.
[20] 何俊佳. 高压直流断路器关键技术研究[J]. 高电压技术, 2019, 45(8): 2353-2361.
He Junjia. Research on key technologies of high voltage DC circuit breaker[J]. High Voltage Engineering, 2019, 45(8): 2353-2361.
[21] 魏晓光, 周万迪, 张升, 等. 模块化混合式高压直流断路器研究与应用[J]. 中国电机工程学报, 2020, 40(6): 2038-2047.
Wei Xiaoguang, Zhou Wandi, Zhang Sheng, et al. Research and application of modular hybrid high voltage DC circuit breaker[J]. Proceedings of the CSEE, 2020, 40(6): 2038-2047.
[22] Guo Yanxun, Wang Gang, Zeng Dehui, et al. A thyristor full-bridge-based DC circuit breaker[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2020, 35(1): 1111-1123.
[23] 万重山, 裴翔羽, 周万迪, 等. 基于电流注入的新型混合式直流断路器[J]. 中国电机工程学报, 2023, 43(12): 4726-4735.
Wan Chongshan, Pei Xiangyu, Zhou Wandi, et al. Novel hybrid DC circuit breaker based on current injection[J]. Proceedings of the CSEE, 2023, 43(12): 4726-4735.
[24] 张翔宇, 余占清, 黄瑜珑, 等. 500 kV耦合负压换流型混合式直流断路器原理与研制[J]. 全球能源互联网, 2018, 1(4): 413-422.
Zhang Xiangyu, Yu Zhanqing, Huang Yulong, et al. Principle and development of 500 kV hybrid DC circuit breaker based on coupled negative voltage commutation[J]. Journal of Global Energy Inter- connection, 2018, 1(4): 413-422.
[25] 涂银钢, 裴翔羽, 周万迪, 等. 基于可控有源振荡换流的混合式高压直流断路器[J]. 高电压技术, 2023, 49(5): 2047-2058.
Tu Yingang, Pei Xiangyu, Zhou Wandi, et al. Hybrid HVDC circuit breaker based on controllable active oscillation commutation[J]. High Voltage Engineering, 2023, 49(5): 2047-2058.
Abstract As the mainstream technical route for the selective, rapid isolation of fault lines in the VSC- based DC grid, the hybrid DC circuit breaker is the key equipment to ensure the integrity and reliable operation of the VSC-based DC grid. However, high cost is a common problem in all kinds of hybrid DC circuit breakers. The optimization topology of hybrid DC circuit breakers is critical to effectively reducing the development cost of DC circuit breakers.
This paper proposes a current injection-typed hybrid DC circuit breaker based on the controllable oscillation principle is proposed. The rapid interruption of fault current is realized using a controllable oscillation negative voltage unit and reverse current injection. Firstly, the basic principles of reverse current injection for fault arc-extinguishing, negative voltage construction for the current transfer, and amplitude rapid increase of the controllable voltage are studied. Secondly, a topology of the current injection-typed hybrid DC circuit breaker is proposed, and the corresponding operation principle is described. Then, the selection method of key components of the proposed hybrid DC circuit breaker is provided. Finally, the performance of the proposed hybrid DC circuit breaker is verified with the electromagnetic transient simulation model of a ±500 kV four-terminal VSC-based DC grid.
The simulation results show that the proposed circuit breaker can interrupt the fault current within 3 ms. At t=2 s, a permanent positive pole-to-ground short-circuit fault is set to occur at the central position of the DC line Line34 in the constructed electromagnetic transient simulation model of the ±500 kV four-terminal VSC-based DC grid. The current flowing through the main branch, equal to the current idc34p flowing through the same positive-pole DC line, is approximately 2.25 kA under normal operation. When the local fault occurs, the fault transient peak current of the DC line rapidly rises to about 5.7 kA, then gradually drops to 0 with the help of the set transient breaking voltage of the energy-dissipating branch. The simulation waveform of the fault current interruption shows that the DCCB receives the relay protection action command at t=2.003 3 s, and the fault transient current reaches its peak value at about 2.005 9 s. The total breaking time of the proposed DC circuit breaker is about 2.6 ms.
Conclusions can be drawn from the simulation results. (1) A controllable oscillation negative voltage construction and rapid amplitude enhancement method is proposed, which helps to realize the rapid transfer of the fault current from the main branch to the transfer branch by establishing a conduction voltage in the transfer branch smaller than the arc voltage dropping in the fast mechanical switch of the main branch. (2) The interaction mechanism of the oscillating branch voltage and current on the rapid turning-off of the thyristor branch is revealed, which rapidly transfers the fault current from the thyristor branch to the oscillating branch. Moreover, the condition of a higher transient interruption voltage is established. (3) The transfer branch of the proposed DCCB consists of a thyristor branch and a controllable oscillating negative voltage unit module in series, which makes the DCCB economical and convenient to control.
keywords：Voltage-source converter (VSC)-based DC grid, hybrid DC circuit breaker, current injection, controllable oscillation
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.231964
中图分类号：TM561
国家自然科学基金项目（52277075）和研究生实践创新项目（CLSJCX23070）资助。
收稿日期 2023-11-24
改稿日期 2023-12-12
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）
贾重霄 男，1997年生，硕士研究生，研究方向为中高压直流开断技术。E-mail: 1779817744@qq.com
（编辑 崔文静）