郝曉弘，黃偉，裴婷婷，王銳，鄧福莉

（蘭州理工大學(xué)電氣工程與信息工程學(xué)院，甘肅省 蘭州市 730050）

0 引言

基于模塊化多電平換流器（modular multilevel converter，MMC）的高壓直流（high voltage direct current，HVDC）輸電系統(tǒng)具有有功功率和無功功率可獨立控制、無換相失敗以及可向無源負荷供電等優(yōu)點，在清潔能源并網(wǎng)、海上平臺供電等技術(shù)領(lǐng)域都有明顯的優(yōu)勢[1-3]。然而，柔性直流系統(tǒng)的“低慣量、弱阻尼”特性，使其耐受直流故障的能力較差[4-5]，故而在實際工程中一般需采取故障電流限制措施來提高電力系統(tǒng)的安全可靠性。

故障電流限制器（fault current limiter，F(xiàn)CL）能夠在識別直流側(cè)短路故障后及時投入到限流過程中，一定程度上可減小故障電流峰值和上升率，提高直流電網(wǎng)故障保護系統(tǒng)的響應(yīng)速度[6]，為直流斷路器（DC circuit breaker，DCCB）限制直流故障電流提供輔助支撐[7]，增強隔離效果[8-9]。然而，當(dāng)前高壓大容量的直流斷路器技術(shù)尚不成熟[10-11]。因此，發(fā)展直流限流技術(shù)具有重要意義。

目前，限流器主要分為兩大類：超導(dǎo)限流器（superconducting fault current limiter，SFCL）[12-13]和基于電力電子器件的固態(tài)限流器[14-15]。其中，超導(dǎo)限流器存在一些固有的缺陷，正常運行時需要配置大規(guī)模的冷卻裝置，投資成本高且占地面積大[16]。固態(tài)限流器得益于電力電子技術(shù)的發(fā)展，在實踐中很快得到了應(yīng)用[17]。文獻[18]通過對ABB混合式直流斷路器的開斷原理和過程進行分析，研究了3種類型的限流器在不同直流電壓等級和開斷電流的要求下，對DCCB開斷過程的影響，但未對該3種類型的FCL具體投入故障回路進行深入分析。文獻[19]提出電容換相的電感型限流器，來實現(xiàn)電感的快速投切，且在換相后出現(xiàn)了電感與電容同時抑制故障電流的結(jié)果，但未能重點分析該過程。文獻[20-21]分別提出了相應(yīng)直流故障限制器的拓撲結(jié)構(gòu)，它們采用的穩(wěn)態(tài)通流支路均存在較大的電壓和功率損失。文獻[9]通過在多端MMCHVDC系統(tǒng)中增加電感的方法來實現(xiàn)直流側(cè)故障電流的抑制，但沒有對限流特性作出詳細的分析。

綜上所述，針對柔性直流系統(tǒng)直流側(cè)故障電流限制與開斷技術(shù)研究，設(shè)計一種新型直流限制器與混合DCCB配合或結(jié)合限流電路的混合DCCB具有重要的現(xiàn)實意義。本文基于ABB混合式DCCB提出了2種方案，并分別從拓撲結(jié)構(gòu)、限流過程分析、可行性驗證及方案對比等方面進一步研究，方案能夠?qū)崿F(xiàn)直流側(cè)故障電流限制與DCCB可靠分斷。

1 MMC故障特性分析及限流需求

1.1 閉鎖前換流站過電流分析

換流站閉鎖前，子模塊電容放電是造成該階段過電流的主要原因，相當(dāng)于發(fā)生三相短路故障，電流快速上升，兩站間的功率傳輸迅速停止。電容放電回路如圖1所示。

圖1 換流站閉鎖前故障電流路徑Fig.1 Fault current path before converter station block

該階段直流故障電流的等效放電回路（不考慮交流側(cè)電源饋流部分）如圖2所示。隨著換流站子模塊的投入和切除（假設(shè)子模塊個數(shù)為n），所有子模塊中電容C0均經(jīng)放電回路放電，上下橋臂電容相當(dāng)于并聯(lián)連接，故等值電容Ceq是橋臂電容的2倍，用2C0/n表示；閥電抗器Ls在放電回路中串聯(lián)連接，其等值電感Leq是閥電抗器電感值的2倍，用2Ls表示；每相等值電阻為Req。

圖2 電容放電回路等效電路Fig.2 Equivalent circuit of capacitor discharge circuit

在換流站子模塊電容電壓平衡控制作用下，每一相等效參數(shù)Ceq、Leq和Req見附錄A式（A1）。電容放電回路進一步等效為RLC二階電路，見附錄A圖A1。

換流站閉鎖前，子模塊電容的放電是一個振蕩放電過程，具體推導(dǎo)過程見附錄A式（A3）—式（A7）。最終可得直流側(cè)發(fā)生雙極短路故障時，放電電流i為

放電電流峰值Im、放電電流達到峰值的時間tm見附錄A式（A10）、式（A11）。

1.2 閉鎖前后換流站過電流分析

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生故障以后，換流站可能因橋臂快速過流使其所有子模塊發(fā)生閉鎖，從而進入子模塊閉鎖后階段。在換流站閉鎖后這一階段，放電電流為橋臂電感的續(xù)流和交流系統(tǒng)對短路點的饋流。橋臂上電感所儲存的能量在衰減至零之前，放電電流會持續(xù)存在，所以子模塊中二極管不會關(guān)斷。故要求DCCB能夠在MMC發(fā)生過流導(dǎo)致閉鎖前隔離故障。所以，本文主要研究換流站閉鎖前這一階段，閉鎖后階段將不作為本文研究的重點。

通過上述對直流故障電流的推導(dǎo)結(jié)論可知，直流故障電流上升速度主要取決于換流站閉鎖前子模塊電容放電電流，該過程中系統(tǒng)短路回路阻抗很小，若不采取限流措施，直流故障電流在短時間內(nèi)將達到數(shù)十kA。電阻、電感和電容均能起到限制電流的作用，利用電阻能夠快速消耗故障時的暫態(tài)能量，直流故障電流的大小與直流電抗器電感值呈負相關(guān)關(guān)系、與限流電容值呈正相關(guān)關(guān)系，綜合考慮其抑制故障電流效果，提出可行性限流措施。

2 ABB混合式直流斷路器故障開斷原理

直流側(cè)雙極短路故障是對MMC-HVDC系統(tǒng)危害較為嚴(yán)重的故障類型，故障電流上升速度快，短時間幅值可以達到很高水平。ABB公司的混合式DCCB僅能切除故障線路，不具限流作用。

2.1 ABB混合式DCCB拓撲結(jié)構(gòu)

ABB公司已經(jīng)研發(fā)出的混合直流斷路器[22-23]拓撲結(jié)構(gòu)如圖3虛線部分所示。

圖3 ABB混合式DCCB結(jié)構(gòu)圖Fig.3 ABB hybrid DCCB structure diagram

其中，通流支路由超高速隔離開關(guān)（ultrafast disconnector，UFD）和輔助換流開關(guān)（load current switch，LCS）串聯(lián)而成；K為機械開關(guān)；電流轉(zhuǎn)移支路由n個子模塊（sub-module，SM）串聯(lián)構(gòu)成；耗能支路由金屬氧化物避雷器（metal oxide varistor，MOV）構(gòu)成。

2.2 ABB混合式DCCB故障開斷仿真

本文利用PSCAD/EMTDC仿真軟件，對圖3所示的MMC模型進行仿真驗證，其中MMC采用半橋型子模塊，系統(tǒng)參數(shù)如表1所示。設(shè)置2.0 s時刻發(fā)生雙極短路故障。

表1 兩端仿真系統(tǒng)參數(shù)Table 1 Simulation parameters of two-terminal system

從圖4可看出，系統(tǒng)正常運行時，線路直流電流為1.5 kA，當(dāng)故障電流越限20%時，DCCB開始動作，故障開斷的短路電流峰值達到6.8 kA，電流上升率約為883 A/ms，經(jīng)25.2 ms電流衰減至零。從圖5可看出，DCCB兩端端電壓被限制在殘壓798 kV。短路電流在衰減的過程當(dāng)中，從圖6可看出，主避雷器耗能EMOV=5.5 MJ，系統(tǒng)能量幾乎全被避雷器吸收。

圖4 ABB混合式DCCB開斷電流波形Fig.4 Breaking current waveform of ABB hybrid DCCB

圖5 ABB混合式DCCB開斷電壓波形Fig.5 Breaking voltage waveform of ABB hybrid DCCB

圖6 ABB混合式DCCB避雷器耗能波形Fig.6 Arrester energy dissipation waveform of ABB hybrid DCCB

3 新型直流FCL與直流斷路器協(xié)調(diào)配合

3.1 新型直流FCL拓撲結(jié)構(gòu)

本章提出一種新型直流FCL拓撲，配置在換流站直流側(cè)出口處，可以起到限制故障電流的作用。圖7展示了該新型直流FCL拓撲與ABB混合式DCCB的連接關(guān)系。

圖7 新型直流FCL拓撲結(jié)構(gòu)Fig.7 New DC FCL topology

新型直流FCL由通流主支路和限流支路兩部分構(gòu)成，滿足雙向限流能力。其中，通流支路由L1、T1a、D2和L2、T2a、D4兩部分并聯(lián)組成穩(wěn)態(tài)時的主電路；限流支路的組成包括：開關(guān)IGBT閥組T3（T3a、T3b）及限流電阻RFCL構(gòu)成，在故障時用來限制故障電流的峰值并加快耗散系統(tǒng)所儲存的一部分能量；快速機械開關(guān)K在穩(wěn)態(tài)時閉合，故障時斷開。

3.2 限流過程機理及分析

設(shè)置MMC-HVDC直流系統(tǒng)正常運行時線路電流方向由左至右，雙極短路故障發(fā)生在直流FCL右端。其中，換流站出口處直流母線電流記為idc，直流系統(tǒng)電壓記為Udc，IGBT閥組T1由T1a、T1b串聯(lián)組成，IGBT閥組T2由T2a、T2b串聯(lián)組成，晶閘管閥組T3由T3a、T3b反并聯(lián)構(gòu)成。下面以單端換流站為例分析。

1）當(dāng)系統(tǒng)正常運行時，K保持閉合狀態(tài)，晶閘管閥組T3處于斷開狀態(tài)，且觸發(fā)IGBT閥組T1、T2導(dǎo)通；DCCB內(nèi)部UFD閉合，LCS模塊導(dǎo)通。線路電流經(jīng)過FCL通流主支路L2、T2a、D4和L1、T1a、D2兩條路徑及DCCB低損耗通流支路，電感L1、L2在直流系統(tǒng)處于穩(wěn)態(tài)時相當(dāng)于短路，此時直流電流并沒有經(jīng)過吸能電阻RFCL，F(xiàn)CL和DCCB通流支路產(chǎn)生的損耗非常小（可忽略不計），因此不影響系統(tǒng)的正常運行，該穩(wěn)態(tài)過程電流流向如圖8所示。

圖8 新型直流FCL拓撲穩(wěn)態(tài)電流流向Fig.8 Steady current direction of new DC FCL topology

簡單來說，系統(tǒng)在正常運行下FCL呈現(xiàn)低阻態(tài)。即FCL等效電阻

2）雙極短路故障發(fā)生后，該過程電流流向如圖9虛線所示。

故障發(fā)生后，F(xiàn)CL未投入系統(tǒng)前，因限流電感L1、L2的存在，故障初期短路電流的上升率得到有效抑制。FCL投入系統(tǒng)后，當(dāng)故障電流達到設(shè)定閾值時，立即給IGBT閥組T1、T2觸發(fā)信號，使其處于閉鎖狀態(tài)，且向T3觸發(fā)導(dǎo)通信號、向DCCB發(fā)出分閘信號。此時，F(xiàn)CL中的L1和L2退出限流電路，限流電阻RFCL被串進故障回路中，避雷器隨后也開始耗能。其中，RFCL和避雷器會耗散故障時的暫態(tài)能量，進一步縮短了DCCB分斷故障電流的時間，并抑制了故障電流的峰值。

圖9 新型直流FCL拓撲故障時電流流向Fig.9 Current direction at fault of new DC FCL topology

系統(tǒng)在故障情況下FCL呈現(xiàn)高阻態(tài)。此時，F(xiàn)CL等效電阻

故障狀態(tài)下FCL投入（限流電感退出回路）后的等效回路如圖10所示。

圖10 新型FCL投入階段的等效電路Fig.10 Equivalent circuit of new FCL at action stage

由基爾霍夫電壓定律（Kirchhoff voltage law，KVL）得到等效電路的解析式為

式中：Udc為直流電壓；Ls為換流站等效電感；Ldc為換流站出口的平波電抗器；Rs為換流站等效電阻；idc為直流電流；RFCL為FCL的吸能電阻；kUMOV為DCCB中避雷器兩端的近似電壓，其中k為常數(shù)。

解出線路電流方程為

式中：I0為故障電流的最大峰值。

吸能電阻RFCL吸收的能量可以表示為

式中：t′、t"為故障過程的始末兩個時刻 。

故障時，F(xiàn)CL退出的限流電感L1、L2所暫時儲存的這部分磁場能量不需要被斷路器消耗。故，因限流器退出而減小的斷路器耗能Esave為

由圖10等效電路可以看出，系統(tǒng)能量由阻尼電阻和避雷器共同吸收，可表示為

式中：Eshort為故障后短路回路所儲存的能量。

3）最后，電流衰減至零，快速機械開關(guān)K斷開，整個限流過程結(jié)束。此時，故障得到有效隔離。

3.3 開斷仿真分析

為說明本章所提新型直流FCL拓撲的可行性與有效性，利用PSCAD/EMTDC仿真軟件，基于圖7所示的MMC模型進行仿真驗證，系統(tǒng)參數(shù)如表1所示。設(shè)定限流參數(shù)：FCL中的限流電感L1=L2=0.12 H，限流電阻RFCL=260 Ω。設(shè)置2.0 s時刻發(fā)生雙極短路故障。

由于增加了限流電路，故障電流在越限20%時，即2.001 6 s時刻DCCB接收到分閘指令，同時FCL投入；2.002 s時刻DCCB分斷完成，idc的峰值立即減小，從圖11中可以看到故障電流峰值達2.90 kA，電流上升率約為439 A/ms；2.006 s時刻故障電流下降至零。

由圖12可知，直流斷路器開斷電壓為776 kV，起到更好的保護作用。

圖13展示了能量耗散情況，其中限流電路中的吸能電阻耗散能量為3.78 MJ，DCCB中的主避雷器耗散能量為0.96 MJ。

圖11 新型直流FCL拓撲開斷電流波形Fig.11 Breaking current waveform of new DC FCL topology

圖12 新型直流FCL拓撲開斷電壓波形Fig.12 Breaking voltage waveform of new DC FCL topology

圖13 新型直流FCL拓撲能量耗散波形Fig.13 Energy dissipation waveform of new DC FCL topology

3.4 限流效果分析

為直觀表明限流能力，將僅ABB混合式DCCB和增加新型FCL與其配合后的故障電流進行對比，如表2所示。因ABB混合式DCCB不含限流結(jié)構(gòu)，所以故障電流峰值最大，故所提新型FCL與ABB混合式DCCB配合后，故障電流的峰值下降了57.4%，電流的上升率降低約50.3%，且故障電流衰減至過零點的時間縮短了19.2 ms。

表2也展現(xiàn)了增加新型FCL前后，DCCB中避雷器及限流電路中吸能電阻能量耗散具體情況。在短路故障發(fā)生后，F(xiàn)CL動作前，限流電感L1、L2相當(dāng)于短路存在于電路中，當(dāng)故障電流達到設(shè)定閾值時，F(xiàn)CL動作，立即給IGBT閥組T1、T2觸發(fā)閉鎖信號，在閉鎖延遲的這段時間內(nèi)限流電感進行了短暫的儲能，如式（8）所示；隨后，限流電感由穩(wěn)態(tài)時的并聯(lián)，變?yōu)楣收虾蟮耐顺龌芈?，使得這部分能量不被DCCB消耗；其次，一部分能量被限流電阻耗散，線路電流衰減至零的時間縮短，直流側(cè)提供的能量降低，故而避雷器吸收能量顯著降低。從表2可看到，避雷器吸收能量由5.5 MJ降為0.96 MJ，吸能電阻耗散能量為3.78 MJ，總吸能由5.5 MJ降低至4.74 MJ，有效減小了開斷故障電流對避雷器的壓力。

表2 ABB混合式DCCB與DCCB配合新型直流FCL的限流能力對比分析Table 2 Comparative analysis of current limiting capability of ABB hybrid DCCB and DCCB matching new DC FCL

通過上述對比分析可知，本章所提新型FCL與DCCB配合的方案能在很大程度上減少DCCB的設(shè)計成本，提高DCCB的分斷可靠性。

4 結(jié)合限流電路的混合直流斷路器

4.1 結(jié)合限流電路的混合DCCB拓撲結(jié)構(gòu)

通常來說DCCB僅具備故障隔離作用，不具備限流能力，結(jié)合限流電路的DCCB恰好彌補了這一問題。本章在ABB公司已經(jīng)研發(fā)出的混合DCCB的基礎(chǔ)上，提出一種結(jié)合限流電路的混合DCCB拓撲（如圖14所示），配置在換流站直流側(cè)出口處。其拓撲結(jié)構(gòu)除了由低損耗通流主支路、電流轉(zhuǎn)移支路及耗能支路三部分并聯(lián)而成外，還引入了電感限流回路、電容放電回路及電阻-電容緩沖支路，從而達到快速切除直流故障的目的。

圖14 結(jié)合限流電路的混合DCCB拓撲Fig.14 Topology of hybrid DCCB with current limiting circuit

低損耗通流主支路由輔助換流開關(guān)LCS、超高速隔離開關(guān)UFD及電感限流回路三部分組成。在限流電感兩端并聯(lián)反向二極管和吸能電阻構(gòu)成限流回路，起加快衰減故障電流的作用。

電流轉(zhuǎn)移支路在由n個子模塊串聯(lián)構(gòu)成的基礎(chǔ)上，引入了由耗能電阻R和限流電容C串聯(lián)構(gòu)成的緩沖支路。因轉(zhuǎn)移支路IGBT的瞬時過流能力有限且較大的過電流會對其造成沖擊，所以引入了緩沖支路。限流電容C與電阻R、r2構(gòu)成放電回路。

耗能支路由金屬氧化物避雷器構(gòu)成。

企業(yè)管理是指對企業(yè)的基本管理制度與方法、資源調(diào)配制度與計劃以及相關(guān)技術(shù)生產(chǎn)計劃等內(nèi)容。企業(yè)的戰(zhàn)略發(fā)展先要對企業(yè)管理做出選擇，以確保企業(yè)能夠選擇適當(dāng)?shù)膽?zhàn)略模式，促進企業(yè)經(jīng)營目標(biāo)的實現(xiàn)，促使企業(yè)實現(xiàn)可持續(xù)性發(fā)展。

4.2 動作過程理論分析

雙極短路故障發(fā)生在DCCB右端，假設(shè)該過程線路電流從左至右流入。其中，換流站出口處直流母線電流記為i，直流系統(tǒng)電壓記為Udc，LCS由T1a、T1b串聯(lián)組成，晶閘管閥組V1由V1a、V1b反并聯(lián)構(gòu)成。下面以單端換流站為例分析。

當(dāng)系統(tǒng)正常運行時，UFD保持閉合狀態(tài)，LCS處于導(dǎo)通狀態(tài)，電流流經(jīng)低損耗通流支路，限流電感L1、L2對于系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)時相當(dāng)于短路，故而通流支路產(chǎn)生的損耗非常?。珊雎圆挥嫞虼瞬挥绊懴到y(tǒng)的正常運行，該穩(wěn)態(tài)過程電流流向如圖15所示。

圖15 結(jié)合限流電路的混合DCCB穩(wěn)態(tài)電流流向Fig.15 Steady current direction of hybrid DCCB with current limiting circuit

t0時刻發(fā)生雙極短路故障，此后斷路器動作過程如下。

1）t0時刻故障發(fā)生后，電流迅速上升，此時故障電流繼續(xù)流經(jīng)低損耗通流主支路，限流電感在故障初期抑制直流短路電流的上升率。故障初期直流側(cè)等效電路如圖16所示，該階段電感L（此處L為L1、L2的等效電感）和L′起到抑制故障電流的作用，由KVL可得表達式見附錄B式（B1），整理后得式（10）。

圖16 結(jié)合限流電路的混合DCCB故障初期直流側(cè)等效電路Fig.16 DC side equivalent circuit of hybrid DCCB with current limiting circuit at the beginning of fault

記L′+ L=L′，則式（10）整理后得

假設(shè)該階段故障瞬間初始條件為Udc(t0)=U0，i1(t0)=I0，得到故障初期電流i1表達式為

式中：A、θ、σ及ω″的表達見附錄A式（A12）。

2）t1時刻，裝置檢測到短路電流超過動作設(shè)定值，低損耗通流支路和電流轉(zhuǎn)移支路分別閉鎖和導(dǎo)通；關(guān)斷LCS模塊，并且給UFD發(fā)出分閘指令，使其完成觸頭的分斷。此時，故障電流將流過緩沖支路及T2,…,Tn構(gòu)成的電流轉(zhuǎn)移支路。

圖17 結(jié)合限流電路的混合DCCB轉(zhuǎn)移支路電流路徑Fig.17 Transfer branch current path of hybrid DCCB with current limiting circuit

圖18 結(jié)合限流電路的混合DCCB轉(zhuǎn)移支路電流等效電路Fig.18 Transfer branch current equivalent circuit of hybrid DCCB with current limiting circuit

這一階段，故障電流流過限流電容和吸能電阻串聯(lián)的緩沖支路，電流完全轉(zhuǎn)移至電流轉(zhuǎn)移支路的等效電路如圖18所示。該階段R"為R、r1的等效電阻，L為L1、L2的等效電感。由KVL可得表達式見附錄B式（B2），整理后得式（14）。

該過程中，電容C進行儲能、電感L儲存的磁場能量可以分別表示為EC和EL，電阻R吸能為ER：

4）t3時刻，閉鎖轉(zhuǎn)移支路中的IGBT，晶閘管閥組V1a、V1b處于導(dǎo)通狀態(tài)，故障電流流向耗能支路避雷器組，直至故障切除，如圖19中紅色虛線所示；同時，限流回路中的r0耗散電感L1所儲存的能量，限流電容C經(jīng)耗能電阻構(gòu)成回路進行放電，如圖19中藍色虛線所示。

圖19 結(jié)合限流電路的混合DCCB故障電流能量耗散回路Fig.19 Fault current energy dissipation loop of hybrid DCCB with current limiting circuit

這一階段，故障電流流經(jīng)耗能支路避雷器，未流向r1支路，其等效電路如圖20所示。由回路方程可得式（16），整理后得式（17）。

圖20 結(jié)合限流電路的混合DCCB MOV投入能量耗散等效電路Fig.20 MOV energy dissipation equivalent circuit of hybrid DCCB with current limiting circuit

式中：i3(t)、UL'(t)、UL(t)及UC與Udc的表達見附錄A式（A13）。kUMOV為DCCB中避雷器MOV兩端的近似電壓，其中k為常數(shù)。

在該過程中，電感限流回路中的電阻r1會吸收限流電感存儲的一部分能量；耗能支路避雷器投入后，要吸收系統(tǒng)能量及感性元件所存儲的剩余能量。換言之，該過程內(nèi)儲能元件損失的能量等于耗能元件（電阻和避雷器）吸收的能量，限流電容所構(gòu)成的回路通過電阻R和r2實現(xiàn)放電過程。

5）t4時刻，故障電流能量通過電感限流回路、電阻-電容緩沖支路、限流電容放電回路及耗能支路避雷器組完全耗散。當(dāng)流經(jīng)晶閘管閥組V1a、V1b的電流為零時，V1a、V1b自動斷開，該斷路器的動作過程完成，即故障隔離過程結(jié)束。

4.3 開斷仿真分析

為說明本章所提結(jié)合限流電路的混合DCCB拓撲的有效性與可行性，通過PSCAD/EMTDC仿真軟件，基于圖21所示的模型對其進行仿真驗證，系統(tǒng)參數(shù)如表1所示。設(shè)定限流參數(shù)：限流電感L1=L2=0.03 H， 限流電阻R=120 Ω，r0=r1=30 Ω，r2=40 Ω。設(shè)置2.0 s時刻發(fā)生雙極短路故障。

圖21 結(jié)合限流電路的混合DCCB仿真結(jié)構(gòu)圖Fig.21 Simulation structure of hybrid DCCB with current limiting circuit

故障電流越限20%時，即2.001 8 s時刻DCCB接收到動作指令，限流電路投入；2.002 s時刻DCCB分斷完成；2.006 2 s時刻故障電流下降至零。

從圖22可看到故障電流的峰值達2.85 kA，電流的上升率約為613 A/ms，經(jīng)6.2 ms到過零點；故障電流在整個衰減的過程當(dāng)中始終低于3 kA。

由圖23可知，直流斷路器開斷電壓為782 kV，低于殘壓800 kV。

限流電容電壓如圖24所示，其逐漸增大，彌補了電抗器電壓的衰減量，保證了故障回路的電壓支撐。此外，電容所儲存的能量，通過其放電回路被電阻R和r2耗散，不會加劇故障電流，有利于縮短故障切除的時間。

圖22 結(jié)合限流電路的混合DCCB開斷電流波形Fig.22 Breaking current waveform of hybrid DCCB with current limiting circuit

圖23 結(jié)合限流電路的混合DCCB開斷電壓波形Fig.23 Breaking voltage waveform of hybrid DCCB with current limiting circuit

圖25為所提混合DCCB拓撲結(jié)構(gòu)中器件兩端端電壓?？煽闯觯чl管組T1承受的電壓峰值為586 kV ，LCS中晶閘管組V1承受的電壓峰值為398 kV 。圖26為拓撲結(jié)構(gòu)中避雷器與限流電阻能量耗散的情況，其中主避雷器耗能為2.32 MJ，限流電阻R耗能1.80 MJ，電阻r1、r2耗散能量分別為0.36 MJ、0.30 MJ。

圖24 結(jié)合限流電路的混合DCCB限流電容電壓Fig.24 Current limiting capacitor voltage of hybrid DCCB with current limiting circuit

圖25 結(jié)合限流電路的混合DCCB器件電壓波形Fig.25 Devices voltage waveform of hybrid DCCB with current limiting circuit

圖26 結(jié)合限流電路的混合DCCB耗能波形Fig.26 Energy dissipation waveform of hybrid DCCB with current limiting circuit

4.4 限流效果分析

為了直觀表明限流能力，將僅ABB混合式DCCB和結(jié)合限流電路的混合DCCB的故障電流進行對比，如表3所示。

表3 ABB混合式DCCB與結(jié)合限流電路的混合DCCB限流能力對比分析Table 3 Contrastive analysis of current limiting capacity of ABB hybrid DCCB and hybrid DCCB with current limiting circuit

本章所提結(jié)合限流電路的混合DCCB，較僅ABB混合式DCCB，故障電流的峰值下降約58.1%，電流的上升率降低約30.6%，且故障電流衰減至過零點的時間縮短了19 ms。

在故障初期，限流電感所儲存的一部分能量會被電感限流回路中的電阻耗散，其大小為Er0、Er1。其次，故障電流流經(jīng)轉(zhuǎn)移支路時，會流過該支路的限流電阻R和電容C，限流電阻會耗散該支路故障電流的一部分能量。同時，限流電容參與了該支路的儲能過程，這樣能夠減小對轉(zhuǎn)移支路IGBT的電流沖擊。最后，限流電容儲存的能量通過其引入的電容-電阻回路進行放電。因此，避雷器吸收能量顯著降低。

通過上述對比分析，驗證了本章提出的結(jié)合限流電路的混合DCCB方案能夠有效地限制故障電流并降低避雷器耗能。

5 限流方案對比分析

針對直流側(cè)故障電流的限制措施，將僅ABB混合式DCCB傳統(tǒng)方案（方案1）、本文第3章所提新型FCL與ABB混合式DCCB配合方案（方案2）及第4章所提結(jié)合限流電路的混合DCCB方案（方案3）進行對比，分析其限流能力、經(jīng)濟性及適用場合三個方面。

5.1 限流能力

通過對3種方案進行對比分析，其限流能力比較如表4所示。

表4 3種方案限流能力對比分析Table 4 Contrastive analysis of current limiting capacity of three schemes

其中，方案1對故障電流可獨立完成故障切除，但不具有限制電流作用。方案2提出的新型直流FCL對故障電流僅具有限制作用，無法獨立完成故障清除，需要配合DCCB切斷故障線路。方案3將限流電路集成到DCCB中，不但具有限制電流作用，而且能夠及時切除故障。本文所提2種方案對故障電流均具有良好的限制效果。

5.2 經(jīng)濟性

相較于傳統(tǒng)方案1，加裝方案2中的FCL或方案3中的限流電路，將使直流斷路器的開斷電流降低到一定水平，大幅降低斷路器的制造難度和造價。

從本文所提2種方案拓撲結(jié)構(gòu)來看：首先，新型FCL與ABB混合式DCCB配合的方案2，未共用低損耗通流支路，而方案3共用低損耗通流支路，故方案3較方案2減少了LCS中相應(yīng)的器件數(shù)量；其次，方案3較方案2少用一組雙向開關(guān)閥組T2a、T2b；最后，方案3雖然在換流支路增加了限流電阻、電容，但其造價相對較低。因此，單純從器件使用數(shù)量及造價上考慮，方案3具備經(jīng)濟性優(yōu)勢。

5.3 適用場合

通過本文所提2種方案與傳統(tǒng)方案1對比分析可知，方案2適用于已經(jīng)投入使用的柔性直流輸電工程，隨著柔性直流輸電電壓等級與故障電流的不斷提高，只需在已投運柔性直流輸電工程的DCCB端考慮添加方案2中的新型FCL，就能夠提高DCCB所承受的開斷電流應(yīng)力，減少該實際輸電工程中對DCCB的更換成本。方案3更加適用于還未投入使用的柔性直流輸電工程，或因直流電網(wǎng)的實際需要對DCCB進行更新?lián)Q代，方案3作為一條可行的技術(shù)途徑，不僅可靠性高，而且還可以節(jié)約成本，具有一定經(jīng)濟性優(yōu)勢。

6 結(jié)論

針對柔性直流輸電系統(tǒng)直流故障電流發(fā)展速度快、開斷困難的現(xiàn)狀，本文在已有混合直流斷路器的基礎(chǔ)上，提出了新型直流FCL與直流斷路器協(xié)調(diào)配合、結(jié)合限流電路的混合直流斷路器2種可行性方案。利用PSCAD/EMTDC仿真軟件建模，驗證了所提方案的可行性與有效性。主要結(jié)論如下。

1）新型直流FCL與直流斷路器協(xié)調(diào)配合中的新型FCL，其通流主支路采用IGBT閥組，限流支路采用晶閘管閥組；結(jié)合限流電路的混合直流斷路器中的限流電路與直流斷路器共用通流支路，較為節(jié)省成本。

2）新型直流FCL與直流斷路器協(xié)調(diào)配合相較傳統(tǒng)方案，直流故障電流峰值降低了57.4%，電流上升率降低了50.3%，且故障電流衰減至過零點的時間縮短至6 ms，進一步降低了避雷器殘壓。結(jié)合限流電路的混合直流斷路器相較傳統(tǒng)方案，其故障電流峰值降低58.1%，電流上升率降低了30.6%，同時故障電流衰減至過零點的時間縮短至6.2 ms，從而達到快速切除直流故障的目的。

3）在配合直流斷路器工作時，本文提出的2種方案均能夠顯著降低避雷器耗能，同時也可以有效降低故障電流對避雷器的壓力，具備可靠性優(yōu)勢。

4）本文所提2種方案的拓撲結(jié)構(gòu)簡單，通過對限流能力、經(jīng)濟性及適用場合三方面對比分析可知，2種方案各具優(yōu)點，均有明顯的工程應(yīng)用價值和現(xiàn)實意義。

附錄A 閉鎖前換流站過電流公式推導(dǎo)

換流站閉鎖前，直流故障電流的等效放電回路（不考慮交流側(cè)電源饋流部分）如正文圖2所示。且在其子模塊電容電壓平衡控制作用下，每一相參數(shù)Ceq、Leq和Req等效為

式中：Ron_i、Ron_d分別為IGBT和二極管的導(dǎo)通電阻。

電容放電回路進一步等效為RLC二階電路，如圖A1所示，R′、L′和C′分別為橋臂的等效電阻值、電感值和電容值

式中：Rl、Ll分別為線路的等效電阻值、電感值，Rf為雙極短路故障接觸電阻。

圖A1 電容放電回路RLC等效電路Fig.A1 RLC equivalent circuit of capacitor discharge circuit

換流站閉鎖前，子模塊電容的放電是一個振蕩放電過程。電路初始條件為

式中：Udc為換流器直流側(cè)電壓，Id為單相橋臂上穩(wěn)態(tài)時的電流值。

由圖A2可知，放電過程的數(shù)學(xué)模型可以被描述為

在實際系統(tǒng)中，IGBT和二極管的導(dǎo)通電阻非常小，且直流線路的等效電阻Rl也非常小，故R'通常遠小于式（A4）的特征根是一對共軛復(fù)根，為

式中：σ=R′ 2L′為衰減系數(shù)，為振蕩角頻率，一般則

式中：ω為固有振蕩角頻率。

直流側(cè)發(fā)生雙極短路故障時，可認為Rl=0，Ll=0，Rf=0。由式（A4）可得放電電流i為

直流側(cè)發(fā)生雙極短路故障時，可認為Rl=0，Ll=0，Rf=0。令則式（A7）可改寫為

進一步可得放電電流峰值Im、放電電流達到峰值的時間tm為

附錄B 結(jié)合限流電路的混合DCCB公式推導(dǎo)

t0時刻故障初期，由KVL得到直流側(cè)等效電路的表達式為

t3時刻，故障電流流過限流電容和吸能電阻串聯(lián)的緩沖支路，由KVL可得