快速电流释放直流断路器设计

设计与实现快速电流释放直流电路断路器

1. 引言

高压直流（HVDC）输电技术已被认为是远距离传输大量电能的最高效选择。远离海岸的大型海上风电场的开发需求不断增长，以及新兴的多端高压直流（MT‐HVDC）电网概念，使得该技术比以往更具吸引力。20世纪90年代绝缘栅双极型晶体管（IGBT）的引入推动了大功率电压源换流器（VSCs）的发展。技术与经济研究证明了基于电压源换流器的多端高压直流电网的可行性[1,2]。

大多数电压源换流器对直流侧短路故障极为敏感。因此，为了保护功率变换器免受高幅值陡峭短路电流的影响，已开发出多种直流断路器（DCCB）技术[3,4]。虽然采用直流故障耐受型电压源换流器拓扑可以减少对直流断路器的需求，但无法完全消除[5]。

在过去几十年中，研究包括对机电式、固态和混合式直流断路器的研究。机电式 DCCBs（MCB）的功率损耗可忽略不计，但其动作时间较长，约为 30–50 ms。尽管近期发展已显著缩短了动作时间，达到 8–10 ms [6], ，但对于多端高压直流电网（MT‐HVDC grid）的保护而言可能仍显不足。混合式直流断路器（HCB）具有较低的功率损耗，且动作时间在几毫秒量级（2.5–3 ms）[7]。虽然固态直流断路器（SSCBs）相比 MCB 和 HCB 具有更高的功率损耗，但由于其具备超快速电流开断性能 [5,4,7,8]，在技术上仍具有吸引力。SSCBs 可在数百微秒量级内近乎瞬时地开断故障电流，远快于 MCB [5,4]。此外，大功率半导体开关以及宽禁带器件领域的不断进步和发展前景，是推动固态直流断路器研究的主要动因。

同时，HCB 利用固态断路器支路来开断故障电流，因此 SSCB 技术的进步也可能进一步提升 HCB 的性能 [9]。

典型的固态断路器由门极可控半导体开关的串并联连接构成。此外，主电流支路需并联一个大容量避雷器支路，以限制暂态开断电压（TIV）并吸收释放的能量[10]。固态断路器的击穿电压必须至少选择为1.5 标幺值[10]。典型样机基于上述要求，已在实验室规模上实现了SSCB，并在[11,12]中进行了展示。典型SSCB的缺点包括导通功率损耗、避雷器支路的钳位电压较大以及能量吸收额定值较高[13,11,5,4]。

最近的研究集中在降低导通功率损耗以及消除避雷器支路。文献 [13]中提出了将谐振型直流‐直流变换器应用于直流电网保护的方案。尽管该方案无需使用大型避雷器，但其实施成本和开关损耗可能仍然较高。文献[14]提出了一种不同的固态直流断路器拓扑结构，旨在消除避雷器支路。虽然所提出的固态直流断路器不需要避雷器支路，但它采用了两个全额定耦合电感、两个全额定电阻器和两个全额定电容器，以及一个全额定二极管[14]。文献[15,16] 介绍了两种基于晶闸管的固态直流断路器，旨在降低导通功率损耗。然而，由于研究模型较为简单，所提出的拓扑结构使用了额外的全额定组件，其在高压直流电网中的应用尚不明确。文献[17]开展了关于能量吸收与过电压抑制支路分离的研究。文献[18] 提出并讨论了一种无涌流固态短路断路器，作者提出了一种包含二极管、电阻器和非线性避雷器的过压限制与能量吸收支路[18]。所提出的拓扑结构仍采用避雷器组，但其电压和能量等级有所降低。文献[19–26]研究了宽禁带器件在固态直流断路器实现中的应用。单个宽禁带半导体开关具有更高的阻断电压，可能有助于降低导通功率损耗。然而，这类开关在高电压和大电流等级下尚未实现商业化应用。

本文聚焦于一种无浪涌的快速SSCB拓扑结构，称为电流释放式直流断路器（CRCB）。与文献中典型的SSCB及先前提出的SSCB相比， CRCB具有不同的工作原理。所提出的拓扑结构旨在通过消除断路器两端较大的瞬态过电压（TIV），降低固态开断支路的电压额定值，从而减少导通状态功率损耗。与现有文献不同，本文采用最先进的多端高压直流电网模型和高压直流电缆的频率相关模型，通过详细的仿真模型对所提出CRCB的性能进行了研究。在引言之后，第2节将回顾SSCB中的操作过电压现象。CRCB的工作原理在第3节中进行说明。第4节通过聚合模型对CRCB进行了分析。第5节提供了设计说明，并在第6节中通过灵敏度分析研究了不同CRCB和系统参数变化的影响。所提出的CRCB被集成到一个四端高压直流电网模型中，该模型配备了先进的快速故障识别系统，仿真结果在第7节中给出。最后，在第8节展示了实验室规模原型的实验结果后，论文在第9节得出结论。

2. 固态 DC 电路 断路器

功率半导体开关能够在几十微秒内切断电流。由于直流电流缺乏自然过零点[27]，其电流开断比交流电流更为复杂。此外，系统中的电感元件会阻碍电流开断，在硬开关动作情况下，开关两端会出现高浪涌电压，可能导致器件超出其安全工作区。图1显示了通过电感输电线路向负载供电的典型固态断路器。

假设在 t = tf 时发生短路故障，将 F点 与地连接。同时假设固态断路器在 t = tbr 时断开。

固态断路器在电流开断实例之后且无避雷器时两端的电压可表示为：

$$ v_{cb}(t) = V_{dc} - (L_{cb}+ L_l) \frac{di_{cb}(t)}{dt} - R_l i_{cb}(t); t > t_{br} $$

其中，$i_{cb}(t)$ 表示流过固态断路器的电流。公式(1) 表明，如果 $(L_{cb}+L_l) \frac{di_{cb}(t)}{dt} + R_l i_{cb}(t) < 0$，则 $v_{cb}$ 可能达到高于 $V_{dc}$ 的值。事实上，由于在 t = tbr 时刻电流开断后故障电流持续减小，$\frac{di_{cb}(t)}{dt}$ 在 t > tbr 时始终为负值。此外，由于高故障电流（数千安培）在极短时间内（对于固态断路器而言为几十微秒）降至零，$\left|\frac{di_{cb}(t)}{dt}\right|$ 的绝对值可能达到很高的值。另一方面，线路电阻与故障电流的乘积（$R_l i_{cb}(t)$）相较于 $\frac{di_{cb}(t)}{dt}$ 也可忽略不计。因此，开关两端的电压很容易超过其额定电压值。

通常，固态断路器两端的浪涌电压由非线性避雷器限制，该避雷器将与固态断路器并联连接 [5]。避雷器在图1中以灰色显示。

3. 电流释放直流断路器 breaker

3.1. 改进型拓扑结构

原始CRCB拓扑结构由本文作者在[28]中提出。然而，所提出的拓扑结构通过在其结构中增加少量组件得到了改进。改进后的CRCB拓扑结构如图2所示。CRCB由主断路器（MB）单元、充电支路、放电支路、电容器和限流电感组成。CRCB的MB单元可通过半导体开关的串并联连接实现。从图2可以看出，MB单元中的半导体开关为单向连接，这意味着CRCB仅能在其正向方向（线路（换流器侧）的反向电流无法被CRCB切断。因此，所提出的CRCB是一种单向型直流断路器。由于其较低的实施成本，单向型直流断路器在采用方向保护策略的多端高压直流电网保护中具有吸引力[29]。

充电支路由晶闸管组（Tch）、电阻器（Rch）和一个低压门极控制的半导体开关（Qch）组成。放电支路也由晶闸管组（TF）、电阻器（ Rcb）和一个低压门极控制的半导体开关（QF）组成。为了防止在充电和放电阶段发生晶闸管换相失败，将Qch和QF添加到CRCB的原始拓扑结构中。

3.2. 工作原理 principles

CRCB可集成到现有的高压直流配置中，包括非对称单极、对称单极和双极系统。图3展示了CRCB在不同高压直流配置中的集成方式。金属回流路径可能安装在非对称单极和双极系统中，因此在图3(a)和(c)中用虚线表示金属回流路径。本小节详细阐述了非对称单极系统及极对地故障下CRCB的工作原理。然而，对称单极系统中极间故障的操作过程与非对称单极系统中极对地故障类似，但电压源换流器正负两极的两个电流源换相断路器均需动作。双极系统中的极对地故障开断过程与非对称单极系统中的极对地故障相同。

非对称 单极， (b) ymmetric 单极, (c) 双极)

3.2.1. 正常导通模式

当CRCB处于断开模式时，MB单元中的所有开关（Q1 − Qn）均处于关断状态。TF不应被触发，而Qch和QF必须闭合。通过导通MB单元中的所有开关，可使CRCB闭合。在故障运行模式下实现电流开断的前提是电容器Ccb的充电阶段，该阶段可在CRCB的直流母线侧上电后进行。通过触发T ch 的门极可启动充电阶段。

充电电流峰值受R ch 限制。尽管在C cb 充电至系统电压水平后T ch 将自然关断，但仍可能发生换相失败。因此，在CRCB的拓扑结构中加入了Qch ，其始终保持在闭合状态，仅在电容器充电完成且其电压接近系统电压水平时短暂关断。因此，Qch 的电压额定值降低，等于系统电压与已充电电容电压之间的差值。C cb 必须保持充电状态，如果其电压下降超过特定值，则必须重复充电过程。注意，当CRCB闭合时，由于MB单元中开关的反并联二极管的存在，电流可以在其正向和反向流动。

3.2.2. 开断电流模式

当检测到输电线路发生故障时，连接在故障输电线路两端的两个 CRCB均应跳闸。跳闸指令与故障发生之间的时间延迟取决于保护方案的特性。为了开断故障电流并将故障电流与电压源换流器隔离，必须打开MB单元并触发TF。触发TF会使Ccb向故障输电线路放电，并通过电容器的受限能量向故障点供电。实际上，电容器的放电过程可防止点A （见图2）的电压变为负值。因此，MB单元中的开关可在无高浪涌电压的情况下实现软关断。电缆电感和限流电感中存储的能量也将在Rcb、电缆电阻和故障电阻中被释放和消耗。为避免TF发生换相失败，在 CRCB拓扑结构中增加了一个低压门控开关（QF）。在电容器放电后， QF应短时间关断，以切断残余电流并实现TF的换相。CRCB的电流开断时间预计在几百微秒量级。线路去磁过程将持续不到100 ms，具体时间取决于CRCB内部参数和系统参数。

4. 分析

4.1. 不对称单极系统

本节旨在阐明所提出的CRCB的无涌流操作特性，并通过等效电路分析定义设计过程中所用组件的最大额定值。非对称单极系统中的极对地故障将系统划分为两个独立的部分。为了分析CRCB的工作特性，应考虑其中一个部分。图4描绘了一个简单的研究系统。电流开断后， CRCB的电压取决于1点和2点的电压。v1取决于

电流开断后功率变换器的行为。在本节的分析中，假设在故障开断期间和之后v1保持恒定，因此VSC被建模为一个恒定的直流电压源。然而， VSC行为对vcb的影响将在第7节中进一步讨论。v2取决于输电线路的特性。高压直流输电线路参数具有频率相关特性。由于直流故障[30]中的高频分量，在直流故障期间线路电感显著减小。同时，输电线路电阻因直流故障电流[30]引起的集肤效应而增加。CRCB包含的电容器相对输电线路电容而言较大，因此在电流开断后主导了电路行为。因此，在电流开断期间，输电线路采用其高频电感和电阻建模，而忽略其电容。分析结果将在第7节中与基于分布参数频率相关模型的仿真结果进行比较。

图5(a)描绘了发生极对地故障时研究系统的等效电路。电路的其他参数可表示为：

• sw1： 晶闸管 TF
• sw2： 主断路器单元 （Q 串联连接 Q1，. . 。，Qn）
• Rcb： CRCB 电阻器
• Ccb： CRCB 电容器
• Lcb： 限流电感电感器
• RHF L： 输电线路高频电阻
• LHF L： 输电线路高频电感
• Rf： 故障电阻

为分析该电路，将半导体开关替换为理想开关。通过合并电路中的部分元件，可进一步聚合系统的等效电路。图5(b)展示了系统的聚合等效电路。如(2)所示，L表示限流电感与线路高频电感之和，R表示故障电阻与输电线路高频电阻之和。

$$ L = L_{cb} + L_{HF L} $$
$$ R = R_f + R_{HF L} $$

根据电流限制断路器工作原理，假设在时间 t = tbr 时 sw2 断开，且几乎同时 sw1 闭合。在开断时刻，电流限制断路器电容器电压等于 VC0 。因此，电路的初始条件可近似表示为：

$$ v_C(t_{br}) = V_{C0} $$
$$ i_L(t_{br}) = i_{max} $$

其中，$v_C(t_{br})$ 和 $i_L(t_{br})$ 分别为 CRCB 电容的初始电压及其电感器中的初始电流。$i_{max}$ 是开断时刻的故障电流幅值。在 t = tbr 时刻完成开关动作后，图5所示的等效电路表示一个二阶串联RLC电路。该电路的著名微分方程由(4) [31]给出。

$$ \frac{d^2i_L(t)}{dt^2}+\frac{(R + R_{cb})}{L} \cdot \frac{di_L(t)}{dt}+ \frac{1}{LC_{cb}} i_L(t) = 0 $$

RLC 电路的阻尼因子可由 (5)。

$$ \xi = \frac{R + R_{cb}}{2 \sqrt{C_{cb} L}} $$

当 $\xi > 1$ 时，电路呈现过阻尼响应，而当 $\xi < 1$时，响应为欠阻尼。为了确保CRCB正常工作，必须避免线路电流振荡。因此，CRCB的内部参数应设计为使电路保持在过阻尼状态。故此处分析了电路在过阻尼条件下的行为。通过求解二阶微分方程，可得线路电流表达式如(6)所示。

$$ i_L(t) = k_1e^{s_1t}+ k_2e^{s_2t} $$

其中

$$ s_1= -\frac{(R + R_{cb})}{2L} +\sqrt{ \frac{(R + R_{cb})^2}{4L^2} - \frac{1}{LC_{cb}}} $$
$$ s_2= -\frac{(R + R_{cb})}{2L} -\sqrt{ \frac{(R + R_{cb})^2}{4L^2} - \frac{1}{LC_{cb}}} $$
$$ k_1= \frac{1}{s_1 - s_2}\left(\frac{V_{C0} - (R + R_{cb})i_{max}}{L} - s_2i_{max}\right) $$
$$ k_2= \frac{1}{s_2 - s_1}\left(\frac{V_{C0} - (R + R_{cb})i_{max}}{L} - s_1i_{max}\right) $$

假设 $v_A$(图 5中) 等于 $V_{dc}$ ，打开开关后 $sw_2$ , $v_{cb}(t)$ 可推导为 (11)。

$$ v_{cb}(t) = V_{dc} - k_1 s_1 L e^{s_1 t} - k_2 s_2 L e^{s_2 t} - R i_L $$

开断电流峰值在传输线路之后瞬间可以表示为：

$$ I_{L, max} = k_1\left(-\frac{k_1 s_1}{k_2 s_2}\right)^{\frac{s_1}{s_2 -s_1}}+ k_2\left(-\frac{k_1 s_1}{k_2 s_2}\right)^{\frac{s_2}{s_2 -s_1}} $$

主最大 TIV 跨过的主断路器单元可以被给出由(13)

$$ V_{cb,max}= V_{dc} -k_1(R + Ls_1)\left(- \frac{k_1s_1}{k_2s_2}\right)^{\frac{s_1}{s_2 - s_1}} -k_2(R + Ls_2)\left(- \frac{k_1s_1}{k_2s_2}\right)^{\frac{s_2}{s_2 - s_1}} $$

4.2. 双极系统

在双极高压直流配置中，应考虑三种类型的故障：极对地故障、极间故障以及极间对地故障。双极系统中一极的极对地故障与非对称单极系统中的极对地故障类似。因此，第4.1节的分析适用于双极高压直流系统中所述类型的故障。图6(a)显示了双极配置中存在低阻抗极间对地短路故障时的简化等效电路。

极间对地 (b) 极间 短 路 故障)

由图6(a)可知，该电路可被分析为两个独立的电路。因此，第4.1节中的所得方程也适用于本情况。图6(b)显示了双极系统在发生极间故障时的简化等效电路。在这种情况下，当打开sw2和sw4并闭合sw1和 sw3后，正极和负极的电流将相等。该电路的微分方程可表示为：

$$ \frac{d^2 i_p L (t)}{dt^2} +\frac{(R_T+ 2R_{cb})}{2L} \cdot \frac{di_p L (t)}{dt} + \frac{1}{2L(C_{cb} /2)} i_p L (t) = 0 $$

其中，$R_T$表示两条输电线路故障段的高频电阻与故障电阻之和。注意 $2R » R_T$ ，因此$R_T$ 可用$2R_T$ 代替。此后，该微分方程可重新整理如下：

$$ \frac{d^2 i_L(t)}{dt^2} +\frac{(R_T + R_{cb})}{L} \cdot \frac{di_p L (t)}{dt} + \frac{1}{L} i_p L (t) = 0, $$

这与(4)相同。因此，双极配置中极间短路故障开断后的线路电流与单极系统的线路电流相似。在开断过程中由于系统两极的CRCB同时动作，总的电容减半，而总电阻和电感均加倍，因此第4.1节中的方程仍然适用。

4.3. 对称单极系统

对称单极系统中极对地故障的开断与非对称单极系统类似。因此，第4.1节的分析适用于对称单极系统中的此类故障。此外，对称单极系统中极间故障和极间接地故障的开断与双极系统中所述类型故障的开断相似。因此，第4.2节的分析适用于对称单极系统中的上述类型故障。

4.4. 功率损耗

在正常工况下，MB单元导通系统的额定电流。为了满足电网的电压要求，MB单元包含多个串联的半导体开关。根据电流开断能力， MB单元可能具有少量并联支路。IGBT和IGCT通常与反并联二极管一起用于直流断路器的实现。根据直流输电线路中的功率流动方向，电流可以通过开关或其反并联二极管流动。IGBT和IGCT的导通功率损耗可通过将其建模为一个恒定的直流电压源（uT0）与一个电阻器（rC）串联来近似表示，其中直流电压源代表零电流时的导通态集射电压，电阻器代表半导体开关的导通电阻。因此，集射电压可由公式(16) [32] 给出。

$$ u_{CE}(t) = u_{T0} + r_c i_c(t) $$

总导通功率损耗由 MB单元引起

$$ p_{cT,sw} (t) = N_p N_s\left( u_{T0} \frac{i_{MB}(t)}{N_p} + r_c\left( \frac{i_{MB}(t)}{N_p}\right)^2 \right) $$

其中，$N_p$、$N_s$和$i_{MB}$分别为并联支路数、串联连接的半导体开关数量以及MB单元在正常工况下的电流。为了明确半导体开关串并联连接的影响，(17)式可重新整理如下：

$$ p_{cT,sw}(t) = N_s u_{T0} i_{MB}(t) + N_s r_c i_{MB}(t)^2 - N_s \frac{N_p - 1}{N_p} r_c i_{MB}(t)^2 $$

公式(18)表明，对于给定的串联开关数量，通过增加并联支路的数量可以降低总导通功率损耗。逆变侧CRCB的功率损耗可通过计算其MB单元中反并联二极管的功率损耗得出。反并联二极管的功率损耗近似方法与绝缘栅双极型晶体管[32] 类似，可表示为：

$$ p_{cT,D}(t) = N_s u_{D0} i_{MB}(t) + \frac{N_s}{N_p} r_D i_{MB}(t)^2 $$

5. 设计备注

CRCB的设计可以通过考虑系统参数来完成，主要基于两个要求： CRCB的最大电流开断能力和其两端的最大瞬态恢复电压。

5.1. MB单元单元

首先必须选择半导体开关类型。如前所述，IGBT和IGCT是直流断路器（DCCB）实现中最常用的组件。然而，其他类型的快速门控器件也有可能成为CRCB实现中的候选器件。MB单元中每个支路串联的功率开关数量可根据最大瞬态恢复电压（TIV）要求以及功率半导体开关的耐压能力来确定。$V_{CE,dc}$表示集射极直流稳定电压，通常在100 FIT （Failures in Time）条件下给出。通常，集射极直流稳定电压位于集射极击穿电压的0.5–0.6倍范围内。因此，串联连接的IGBT数量可基于以下公式得出：

$$ N_s= \left\lceil \frac{TIV_{max} \cdot V_{dc}}{V_{CE,dc}} \right\rceil $$

其中，$\lceil \cdot \rceil$表示向上取整函数，$\lceil x \rceil$等于不小于x的最小整数。并联支路的数量应根据CRCB所需的最大电流开断能力来确定。并联支路的数量可按如下方式给出：

$$ N_p = \left\lceil \frac{I_{br,max}}{I_{cn}} \right\rceil $$

5.2. 限流电感器

当故障发生在距离断路器非常近的位置时，电流上升率达到最大。在这种情况下，即使保护继电器或CRCB内部保护单元尚未检测到故障，故障电流也可能迅速超过CRCB的最大开断电流能力。因此，在CRCB的拓扑结构中加入电感$L_{cb}$ 作为限流电感，以限制故障电流的上升率。限流电感的大小可根据最大零距离故障识别时间（$T_{id0,max}$ ）和电压等级来确定。假设短路故障发生在距离为0公里的位置

CRCB. 在 CRCB 的 MB 单元中电流上升的最大速率可由以下公式给出：

$$ \frac{di_{f,max}}{dt}= \frac{V_{dc}}{L_{cb}} $$

公式 (22) 给出了最大电流变化率，因为在实际短路故障条件下直流母线电压会下降。对于基于MMC的系统，由于换流器直流侧没有大电容，且存在相对较大的桥臂电感，系统电感将大于$L_{cb}$。限流电感应根据要求进行设计，以确保在0公里距离故障时，故障电流的值低于CRCB的最大开断电流能力。因此，我们得到：

$$ L_{cb}= \frac{V_{dc} T_{id0,max}}{m_1 I_{br,max} - I_n}; 0.6 < m_1< 1 $$

其中$m_1$被引入为一个设计常数。如果选择$m_1$等于1，则限流电感将在最大零距离故障检测时间内将故障电流的值限制在CRCB最大开断电流能力范围内。

5.3. 放电支路

5.3.1. 电阻器 Rcb

$R_{cb}$ 的设计应确保系统提供的放电电流峰值大于 CRCB 的最大开断电流能力。因此，$R_{cb}$ 的可接受范围可以表示为：

$$ R_{cb}= \frac{V_{Ccb0}}{m_2 I_{br,max}}; 1 < m_2< 1.1 $$

其中，$m_2$被引入作为设计常数，$V_{Ccb0}$是电容$C_{cb}$充电后的电压水平。$m_2$的上限决定电阻值，$m_2$, 越大，电阻值越小。另一方面，电阻值越小，放电电流越大，会导致相关元件过载。

5.3.2. 电容器 Ccb

在计算出电阻器值后，可得到CRCB电容的最小值。应合理选择电容器的容量，以确保故障切断电路在任何情况下均处于过阻尼状态。由公式(5)可知，对于给定的$C_{cb}$值，阻尼系数随电路电阻的增大而增大，也随系统电感值的减小而增大。对于给定的$C_{cb}$值，当电路电阻取最小值且电感取最大值时， $\xi$ 达到最小。这种情况发生在线路远端发生 0 短路故障时。因此，为使所有故障情况下均满足 $\xi > 1$ ，$C_{cb}$值的可接受范围可按如下方式确定：

$$ \xi > 1 \Rightarrow C_{cb} > \frac{4(L_{cb}+ T_{LL} \cdot L_{HF L})}{R_{cb}^2} $$

其中 $T_{LL}$ 表示以传输线路长度为 km 的 $L_{HF L}$表示 线路的高频频率电感 ， mH/km。

6. 灵敏度分析

6.1. 案例研究

基于第4节和第5节的分析与说明，设计了一种CRCB，并研究了不同参数变化对CRCB行为的影响。敏感性分析采用第4节中的所得方程进行。表1列出了案例研究系统参数和CRCB设计要求。

参数	描述	值
$V_{dc}$	系统额定电压	320 kV
$I_n$	系统额定电流	1 kA
$T_{LL}$	线路长度	100 千米
$L_L$	Transmission 线路电感每千米	2.9 毫亨/公里
$R_L$	传输线路电阻每千米	10 米/千米
$L_{HF L}$	传输线路高频频率电感每千米	0.11 毫亨/公里
$R_{HF L}$	传输线路高频频率电阻每千米	23 米/千米
$T_{id0,max}$	最大 零 距离 故障 识别时间	1 ms
$TIV_{max}$	最大 TIV 出现在 CRCB的 MB 单元上的	1.15 标幺值
$I_{br,max}$	最大电流开断能力的 CRCB	10 kA

LL、RL、LHF L 和 LHF L 是使用 PSCAD 线路参数程序 [30] 针对交联聚乙烯绝缘高压直流电缆计算得到的。高压直流电缆的横截面和参数分别如图21和表2所示 [33]。限流电感的取值通过公式(23)获得，并设定为 50毫亨。选用 FZ750R65KE3 作为目前商用阻断电压最高的绝缘栅双极型晶体管之一。根据表1中的瞬态过电压和最大电流要求，通过公式(20)和(21)计算得出串联和并联支路中绝缘栅双极型晶体管的数量分别为 97 和 14。基于(24)并假设 $V_{C0}= 320 kV$，$R_L$ 应小于 32 。选择 30 作为 $R_L$ 的值后，可通过公式(25)计算出 $C_{cb}$ 的临界值。$C_{cb}$ 的最小值计算为 238.28 F。图7描绘了在所得电阻和电容值附近的等效电路阻尼系数。红色虚线表示由公式(22)确定的判据。点A 表示 $R_{cb}= 30 $ 与 $C_{cb}$ 所得临界值的配合关系。为了满足本设计案例的瞬态恢复电压要求，可选择 $C_{cb}$ 的值为 400 F，如图7中的点B所示。从图中可以看出，瞬态过电压预计处于 1.08–1.12 标幺值范围。

设计与实现快速电流释放直流电路断路器（续）

6. 灵敏度分析（续）

6.2. 影响 of CRCB 电阻器 和 电容器

CRCB内部电阻器和电容器变化的影响如图8(a)和(b)所示。图8(a) 显示了瞬态过电压随$C_{cb}$ 和$R_{cb}$ 值的变化情况。故障距离CRCB为100公里， 且CRCB切断其最大额定电流（10千安）。此外，限流电感的值设定为50毫亨。电容器的值从200变化到 1200 F，电阻器的值在25–32 范围内取值。当CRCB配备最大电阻和电容时， 其两端的过电压最小。当电阻值低于其临界值（可根据(24)计算）时， 对瞬态过电压值没有显著影响。然而，较小的$R_{cb}$值可使线路最大电流 增加高达15%。$C_{cb}$的值对CRCB的瞬态过电压影响最大，而当$R_{cb}$选择 接近其临界值时，其对线路最大电流的影响可忽略不计。

TIV 和 (b) 最大 线路 电流 变化 通过 改变 Ccb 和 Rcb)

图9(a) 和 10(b) 显示了当 $R_{cb}$ 的值设为 30 且电容器值从 200 变化到 1000 F 时，直流断路器两端电压和线路电流的情况。低于 $C_{cb}$ 临界值的电容会导致 CRCB 两端产生较大的瞬态过电压。增加 $C_{cb}$ 的值会降低瞬态过电压，但会延长线路电流的放电时间。对于固定为 400 F 电容器的不同 $R_{cb}$ 值，其 CRCB 电压和线路电流分别如图 9(b) 和 10(b) 所示。将电阻器值增加至临界值可降低设备上的过电压， 但会延长线路电流的放电时间。然而，建议选择小于临界值的电阻器值。电容器和电阻器的值必须根据要求共同进行优化。当电阻器值大于其临界值时，电压波形会发生显著变化并达到更高的水平。

6.3. 故障电阻的影响

故障阻抗对电压波形有很强的影响。以直流线路末端发生短路故障的最坏情况为例进行研究，其中$C_{cb}$和$R_{cb}$的值分别设置为 400 F和 30 ，故障电阻从0变化到 12 。如图9(c)所示，在开断低阻抗故障 期间，CRCB电压达到最大值。事实上，高阻抗故障会增加等效电路的 阻尼系数。因此，开断高阻抗故障不会在CRCB上引起过电压。图10(c)表明，故障电阻对线路电流没有显著影响。

6.4. 影响 of 故障 location

图9(d)和10(d)展示了故障点距CRCB的故障距离对电压和电流波形 的影响。正如预期，当故障点距离CRCB较远时，线路电感中存储的能 量比靠近CRCB的故障情况下更高。然而，从图9(d)可以看出，当故障 发生在靠近CRCB的位置时，其开断会在CRCB两端产生略高的瞬态过 电压，相较于距离较远的故障。如前所述，线路电阻与频率相关。尽管 线路电阻通常较小且可忽略不计，但在故障电流开断期间，由于高频的 存在，线路电阻可能会增加。

图. 11. 测试 多端 HVDC 电网

图. 12. (a) 和 (b) MMC 1 和 4 及其相关的 母线 和 线路 和 线路

故障电流分量和集肤效应[30]。此外，线路电感相较于故障前值显著降 低。本研究中所用电缆在$f= 0.001$ Hz时的电感和电阻分别为2.9毫亨/公 里和10 m/公里，而在$f= 1000$ Hz时，其值变为0.11毫亨/公里 以及23 m/千米。因此，当CRCB切断距离其自身100公里处的故障时， 高频线路电阻会增加等效电路的阻尼系数，并降低CRCB两端的过电压。当故障发生在靠近CRCB的位置时，系统电感等于限流电感的值

和 (b) MMC 1 和 4 及其相关的 母线 和 线路 和 线路)

50毫亨，而CRCB与故障位置之间的线路电阻等于零。因此，当故障 发生在靠近CRCB的位置时，可观测到更大的瞬态过电压。此外，图 10(d)表明，减小故障距离会降低CRCB与故障位置之间的电阻，并略微 增加线路最大电流。

6.5. 电容器初始电压的 影响 对 电容 电压

图9(e) 和 10(e) 描绘了直流断路器电容充电电压对限流断路器电压 和线路电流波形的影响。当电容器充电至系统电压时，限流断路器满足 设计要求。当电容器欠充电至280千伏时，限流断路器仍满足瞬态过电 压要求。然而，当电容器电压降低至260千伏以下时，限流断路器上的 过电压会增加。此外，当电容器过充电时，限流断路器上的瞬态过电压 会减小。

6.6. 被切断电流幅值的 影响 大小 的 被切断 电流

开断时刻（$t = t_{br}$）的故障电流值对CRCB性能的影响如图9(f)和图 10(f)所示。由于CRCB设计用于开断最大故障电流（本例中为$I_{max} = 10$ kA），因此开断较小电流时，瞬态过电压和线路最大电流均较低。可以 看出在图 9(f)， 开断 的 电流 越 大 值 超过 CRCB 额定 电流 开断 能力 越大 其 TIV。

7. 仿真

7.1. 测试 系统

本研究采用了一种在[34] 中提出的四端网状高压直流电网模型。系统结构如图11所示。该研究模型代表一个基于电缆的网状高压直流电 网。所研究的系统具有对称单极高压直流结构，并包含四个半桥型模块 化多电平换流器。这些模块化多电平换流器采用连续建模方法进行建模， 其中反并联二极管用于表示换流器的闭锁能力[34]。仿真研究在电磁暂 态类型的程序PSCAD中进行。

MMC 1 和 2 采用有功和无功功率控制模式，而 MMC 3 和 4 采用 无功功率和电压下垂控制模式。在正常工况下，MMC 1 和 2 向电网注 入约 700兆瓦 的功率，MMC 3 和 4 分别吸收 600 兆瓦 和 800兆瓦。为了在严重故障工况下观察 MMC 在不闭锁时的运行特性，将 MMC 的闭锁电流阈值设为 2.8千安。四端电网的参数如表3所示。高压直流输电线 路基于交联聚乙烯绝缘电缆采用频变模型进行建模。

方法。电缆截面和材料特性分别如图21和表2所示[33]。此外，采用了 一种最新的非纵联保护方案用于输电线路保护，该方案最近在[35] 中提 出。所使用的方法利用本地电流测量进行线路故障检测。相关电流和电 压的方向与位置如图12(a)和(b)所示。LB表示直流母线滤波电抗器，其 值包含在表3中。

7.2. 结果

在输电线路L14中点处（距母线1和4处的CRCB故障距离均为100公 里）于$t = 0$ s时发生低阻抗（$R_f = 1$ m）极间短路故障。保护系统识别 到故障并向位于线路L14两端的CRCB发出跳闸指令。所有相应的 CRCB跳闸且故障电流被开断后，输电线路L14从其余多端高压直流电 网中被隔离。然而，其他线路中的功率潮流发生变化，模块化多电平换 流器跟踪其故障前参考值，功率潮流无中断。图13(a)–(d)分别描绘了 CBp 14 、CBn 14 、CBp 41 和CBn 41 的CRCB及其电容电压。$v_{Ccb14p}$ 和$v_{Ccb14n}$ 达到352.21千伏和‐353.83千伏，而$v_{Ccb41p}$ 和$v_{Ccb41p}$ 分别达到 346.20千伏和−346.23千伏。可以看出，整流侧（模块化多电平换流器 1）CRCB的最大电压大于逆变侧（模块化多电平换流器4）CRCB的最 大瞬态过电压。功率变换器的开断后电压会影响CRCB的瞬态过电压。

模块化多电平换流器1和4的正负直流母线电压如图14(a)–(d)所示。短路 故障发生后，直流母线电压下降（例如$v_{p dc,MMC1}$降至264.5千伏）， 直至CRCB开断故障电流。此后，由于模块化多电平换流器试图调节直 流母线电压，电压中可观察到少量过冲。最大过冲取决于模块化多电平 换流器控

制系统的行为。从图14(a)可以看出，模块化多电平换流器1在故障电流 开断后的正直流母线电压达到363千伏，而图14(c)显示模块化多电平换 流器4的正直流母线电压达到345千伏。因此，与模块化多电平换流器1 相关的CRCB所承受的过电压（约6千伏）大于与模块化多电平换流器1 相关的CRCB。

图15(a)–(d)分别描绘了CBp 14、CBn 14、CBp 41和CB4n1对应的MB单元 和输电线路电流。从图中可以看出，相应CRCB的MB单元（绿色波形） 迅速切断了故障电流。本仿真研究的电流开断时间约为 50 秒。蓝色波 形表示输电线路电流，其自然放电。可以看出，本案例研究的去磁时间 低于50毫秒。由于MMC 1侧存在正向的故障前电流（故障前电流与故障 电流方向相同），导致该侧电流达到较高水平。MMC直流侧电流如图 16(a)–(d)所示。实际上，DCCB在高压直流电网中的主要目的是保护换 流站免受高故障电流的影响。在此故障情况下，MMC 1和MMC 4连接 至故障线路。从图16(a)和(d)可以看出，MMC直流侧电流在达到不期望 的值之前即被CRCB切断。此外，如前所述，由于CRCB的快速动作， MMC直流侧电流几乎在 50 秒内就被切断。从图16(a)和图15(a)可以 看出，线路L14的电流达到5.1千安，而MMC 1的直流侧电流达到4.2千 安。上述电流之间的差异是由于母线B1处其他相邻输电线路的电流贡献 所致。图16(c)和图15(d)显示，在MMC 4侧线路L14的电流达到4.23千 安，而MMC 4的电流达到2千安。相比MMC 1侧，MMC 4侧线路电流 与换流器电流之间更大的差异是由于母线B4处相邻输电线路的电流贡献 更大。图16(b)和(c)显示，MMC 2和MMC 3直流侧的电流受到扰动，但 未达到较大值。

图 17。 不同 CRCB 电压 对应 不同 故障 位置、 电阻 和 电容值 以及 电容器 充电 电压

7.3. 灵敏度 分析 验证

为了验证第6节中灵敏度分析的结论，使用四端高压直流电网的详 细模型对最相关的情况进行了仿真。图17(a)和图18(a)描绘了故障位置 变化时的限流断路器电压和线路电流。最初，距离CRCB最近的故障相 比距离CRCB 200公里的故障会产生更大的瞬态过电压。注意，在$t = 16$ ms时刻，由于频率相关电缆电感的增加及其电阻的减小，CRCB电压表 现出不同的行为。然而，最大的瞬态过电压仍然发生在电压上升初期， 当故障距离为0公里时，这在设计过程中已被考虑。此外，如第6节所述， 当故障发生在距CRCB 0公里距离时，线路电流达到更大值。图17(b)和 图18(b)描述了CRCB电容变化对其电压和线路电流的影响，这证实了第 6节的结果。图17(c)和图18(c)证实，将$R_{cb}$的值改变至其临界值以下对 直流断路器两端电压没有显著影响。然而，较小的电阻值会导致输电线 路中出现更大的放电电流。图17(d)和图18(d)也证实了第6节关于 CRCB电容器初始电压对瞬态过电压和线路电流影响的发现。

8. 实验 验证 概念 原理

已搭建一个低压原型，以检验所提出的CRCB的实际功能。实现 CRCB所用的组件如表4所示。图19(a)显示了实验装置配置。从图19(a)可以看出，CRCB连接至一个直流母线，该直流母线通过二极管整流器由自耦变压器供电。输电线路和限流电感由一个电感及其等效串联电阻。使用交流机械断路器设置短路故障。图19(b)显示了所实现的CRCB的内部框图。线路电流通过基于霍尔效应的线性电流传感器 进行测量。为了进行

实验中，短路故障由运行在16位数字信号控制器上的过流检测程序检测。过流检测器阈值设置为17.5安培。需要注意的是，空载直流母线电压为 135伏特，当连接电阻负载时，电压降至108伏特。系统的故障前电流约 为4安培。在产生晶闸管门极脉冲后，MB单元IGBT的门极信号在 2 秒 后变为15伏特。晶闸管门极脉冲宽度设置为1毫秒。

实验结果使用是德科技DSOX2024A示波器进行观测和记录。直流 电源和CRCB电压波形如图18(a)所示。从图18(c)可以看出，电压迅速上 升至108伏特，随后平滑上升至直流母线空载电压值（135伏特）。如红 色箭头和字母A所标记区域所示，在故障电流被切断后，直流电源电压 上升至其空载值。因此，故障开断后直流电源电压与CRCB电压之间的 微小差异可视为CRCB两端的瞬态过电压，约为5伏特（$V_{dc}$的4.6%）。

图20(b)分别以蓝色和红色显示线路（$i_{line}$）和直流电源（$i_s$）的电流波 形。从图中可以看出，故障发生后线路电流迅速上升，当达到17.5安培 时，CRCB跳闸。线路电流在28毫秒内减小。图20(c)显示了电容电压波 形与CRCB电压。从图中可以看出，放电前电容器电压为98伏特，在开 断时刻后下降。图20(d)显示了放大后的电流波形。从图20(d)可以看出， 电源电流在10秒内降至零，这可以视为所实现的CRCB在上述条件下的 开断时间。

9. 结论

与交流电相比，直流电流开断更具挑战性。除了直流电流缺乏自然 过零点外，还会在直流电路两端产生高的暂态开断电压（TIV）直流断路器（DCCB）以及处理直流输电线路中的存储能量可列为关键 问题。本文通过分析、仿真和实验研究了一种不同的直流故障电流开断 方法，即电流释放型直流断路器（CRCB），以保护功率变换器免受破 坏性故障电流的影响。CRCB是一种固态直流断路器（SSCB）。

本研究结果表明，通过选择合适的CRCB内部参数值，可以在不产 生浪涌电压的情况下开断直流故障电流。此外，通过选择大于临界值的 CRCB电容以及小于其临界值的CRCB电阻，可以有效限制CRCB两端的 瞬态过电压。灵敏度分析表明，即使没有过电压，也可以实现高阻抗极 对地或极对极故障的开断。当故障发生在非常靠近CRCB且故障电阻非 常低的位置时，CRCB两端会出现最高的瞬态过电压。CRCB可集成到 不同的高压直流系统结构中，包括单极和双极结构。尽管本文重点讨论 CRCB在高压应用中的使用，但它也可用于中低压直流系统。

由于半导体开关数量较少，CRCB的功率损耗比典型固态直流断路器（ SSCBs）至少减少60%。CRCB的功能已通过实验室规模原型的实现进行了检验 和验证通过实施实验室规模原型进行验证。该原型的短路试验证实了CRCB的 无涌流操作。然而，CRCB的高压实现可能具有挑战性。此外，由于换 流器与CRCB之间存在电感，且缺乏替代电流通路，CRCB在点对点高压 直流链路中的应用受到限制。在这种情况下，当CRCB动作（中断电流） 时，换流器与CRCB之间的电感可能会引起暂态过电压。在具有相邻输电线路的直流母线（例如网状高压直流电网）中，该电感不会导致过电 压，因为其电流不会迅速变化，并可通过其他相邻线路流通。未来的工 作将对CRCB正在进行的中压等级样机研制结果进行技术评估，并研究 其故障模式和缺点。此外，还需进行成本效益分析，以确认所提出的 CRCB在未来网状高压直流电网中应用的经济可行性。