束洪春 邵宗學(xué) 曠 宇

基于改進(jìn)型限流混合式直流斷路器的開(kāi)斷時(shí)序優(yōu)化研究

束洪春1,2,3邵宗學(xué)1,2曠 宇3

（1. 昆明理工大學(xué)云南省綠色能源與數(shù)字電力量測(cè)及控保重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 昆明 650500 2. 昆明理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院 昆明 650500 3. 昆明理工大學(xué)電力工程學(xué)院 昆明 650500）

直流故障限流與開(kāi)斷是保證直流輸電安全穩(wěn)定運(yùn)行的關(guān)鍵技術(shù)。該文提出基于限流混合式直流斷路器的開(kāi)斷時(shí)間配合及泄能優(yōu)化方案，即以減少泄能支路吸收能量和降低直流斷路器的電力電子開(kāi)關(guān)器件投資成本為其優(yōu)化目標(biāo)，轉(zhuǎn)移支路IGBT的耐壓應(yīng)力及直流開(kāi)斷時(shí)間為約束條件，將其轉(zhuǎn)化為求解多目標(biāo)優(yōu)化數(shù)學(xué)問(wèn)題，得出斷路器最佳配合動(dòng)作時(shí)序。大量仿真測(cè)試表明該優(yōu)化方案正確有效。

直流電網(wǎng) 限流混合式直流斷路器 限流與開(kāi)斷 泄能 多目標(biāo)優(yōu)化

0 引言

基于模塊化多電平換流器（Modular Multilevel Converter, MMC）的柔性直流電網(wǎng)控制靈活、功率支援容易，為大規(guī)模綠色能源匯集與外送提供了有效解決方案[1-5]。但也面臨直流故障發(fā)展速度快、直流開(kāi)斷困難等難題，快速切除直流故障是保證直流電網(wǎng)安全可靠運(yùn)行的基本要求[6-7]。

直流電網(wǎng)中利用直流斷路器開(kāi)斷與隔離直流故障是最直接可靠的一種直流故障處理方案，近年來(lái)成為國(guó)際研究熱點(diǎn)，發(fā)展迅速[8-9]。2012年國(guó)外ABB研發(fā)出80 kV/3 ms/9 kA混合式直流斷路器樣機(jī)，2020年提升至320 kV/3 ms/20 kA水平[10-11]。2014年國(guó)內(nèi)全球能源互聯(lián)網(wǎng)研究院有限公司研發(fā)出基于模塊級(jí)聯(lián)的200 kV/3 ms/15 kA混合式直流斷路器，2016年成功應(yīng)用于舟山五端直流工程，在2017年又開(kāi)發(fā)出500 kV/3 ms/25 kA樣機(jī)[12-13]。160 kV/5 ms/ 9 kA機(jī)械式直流斷路器在南澳三端直流工程中得到了應(yīng)用[14-16]。

直流電網(wǎng)的線路保護(hù)方案分為兩種：一種是基于直流斷路器隔離直流故障的保護(hù)技術(shù)[17]；另一種是基于具有故障自清除能力的MMC子模塊負(fù)投入實(shí)現(xiàn)故障清除的保護(hù)技術(shù)[18]。就直流電網(wǎng)來(lái)說(shuō)，基于直流斷路器的保護(hù)技術(shù)更符合直流電網(wǎng)的發(fā)展需求。由于直流電網(wǎng)發(fā)生直流故障時(shí)，電流上升速度極快，直流斷路器必須在極短的時(shí)間內(nèi)完成直流故障開(kāi)斷，這對(duì)斷路器的可靠性與速動(dòng)性提出了很高的要求。如舟山五端和張北四端直流工程都是以保護(hù)出口3 ms+直流開(kāi)斷3 ms為基本要求[19]。文獻(xiàn)[20]提出一種基于模塊級(jí)聯(lián)技術(shù)的混合型高壓直流斷路器，全橋子模塊中的絕緣柵雙極型晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）用二極管代替，減少了IGBT器件的使用，子模塊電容具有緩沖吸能限壓作用，由于缺少限流環(huán)節(jié)，器件承受的電流應(yīng)力仍然較大。文獻(xiàn)[21]提出將混合式直流斷路器固態(tài)開(kāi)關(guān)支路中的IGBT替換成全橋模塊，雖然減小了開(kāi)關(guān)器件通態(tài)損耗，但總IGBT個(gè)數(shù)較多，導(dǎo)致器件成本較高。文獻(xiàn)[22]通過(guò)強(qiáng)耦合限流線圈與全控型IGBT構(gòu)成的開(kāi)關(guān)模塊配合開(kāi)斷直流故障，運(yùn)行損耗較大，部分限流線圈正常運(yùn)行時(shí)投入，對(duì)原有MMC控制響應(yīng)速度可能產(chǎn)生一定的影響，其限流效果有限。

為了提高直流斷路器（Direct Current Circuit Breakers, DCCB）的開(kāi)斷性能，提出一種基于限流混合式直流斷路器的開(kāi)斷時(shí)間配合及泄能優(yōu)化方案。首先，對(duì)混合直流斷路器拓?fù)溥M(jìn)行改進(jìn)，推導(dǎo)了故障能量在DCCB中的轉(zhuǎn)移與抑制及釋放過(guò)程。然后，針對(duì)斷路器開(kāi)斷配合時(shí)序，構(gòu)建多目標(biāo)優(yōu)化模型，求解斷路器最佳配合時(shí)序。最后，在PSCAD/ EMTDC仿真平臺(tái)中搭建了四端直流電網(wǎng)仿真模型，驗(yàn)證了所提優(yōu)化的有效性。

1 改進(jìn)型限流混合式直流斷路器

1.1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)優(yōu)化

基于張北±500kV柔性直流電網(wǎng)工程所采用的模塊級(jí)聯(lián)混合式高壓直流斷路器技術(shù)方案[23]，優(yōu)化混合式高壓直流斷路器拓?fù)?，拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)包含主支路、轉(zhuǎn)移支路1、轉(zhuǎn)移支路2、耗能支路，如圖1所示。

圖1 限流混合式高壓直流斷路器的優(yōu)化拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

圖1所示直流斷路器拓?fù)洌髦酚煽焖贆C(jī)械開(kāi)關(guān)（Ultra-Fast Disconnector, UFD）和負(fù)載轉(zhuǎn)移開(kāi)關(guān)（Load Commutation Switch, LCS）串聯(lián)構(gòu)成，轉(zhuǎn)移支路1由故障限流模塊單元（Fault Current Limiting Sub-Module, FCLSM）級(jí)聯(lián)構(gòu)成，轉(zhuǎn)移支路2由電流轉(zhuǎn)移子模塊（Transfer Sub-Module, TSM）級(jí)聯(lián)構(gòu)成，耗能支路由避雷器組構(gòu)成。

與模塊級(jí)聯(lián)混合式高壓直流斷路器相比，優(yōu)化后的直流斷路器具有以下優(yōu)勢(shì)：

（1）主支路IGBT使用數(shù)量下降了50%，LCS的運(yùn)行損耗也相應(yīng)下降50%，電流轉(zhuǎn)移時(shí)無(wú)需對(duì)電容充電，因此主支路具有低成本、低損耗、電流轉(zhuǎn)移迅速等優(yōu)勢(shì)。

（2）FCLSM內(nèi)的RL限流支路有效抑制故障電流上升率，降低斷路器開(kāi)斷電流的峰值，減少了TSM的并聯(lián)數(shù)量。

（3）直流斷路器動(dòng)作過(guò)程中，F(xiàn)CLSM內(nèi)的IGBT關(guān)斷與TSM內(nèi)IGBT關(guān)斷不需要保持同步，IGBT的均壓?jiǎn)栴}得到改善，且限流支路兩端配置了續(xù)流二極管，RL構(gòu)成續(xù)流回路，降低了MOV吸收能量。

此外，F(xiàn)CLSM具有雙向限流功能，TSM則具有雙向開(kāi)斷功能，轉(zhuǎn)移支路2的TSM保留了模塊級(jí)聯(lián)混合式高壓直流斷路器的轉(zhuǎn)移支路子模塊結(jié)構(gòu)，TSM內(nèi)的電容抑制IGBT兩端電壓上升率，有效緩解了大量IGBT的同步觸發(fā)與均壓?jiǎn)栴}。因?yàn)镽L限流支路在限流過(guò)程中將產(chǎn)生過(guò)電壓，F(xiàn)CLSM內(nèi)的IGBT兩端需要配置避雷器。

雖然引入限流支路后增加了FCLSM的IGBT和二級(jí)管使用數(shù)量，同時(shí)也降低了TSM的開(kāi)斷電流峰值，TSM的并聯(lián)分流支數(shù)減少，使得TSM的IGBT和二級(jí)管使用數(shù)量相應(yīng)減少，這樣通過(guò)合理配置FCLSM和TSM的數(shù)量，滿足直流斷路器經(jīng)濟(jì)性的同時(shí)，可以盡量提高FCLSM的限流能力。

1.2 分閘動(dòng)態(tài)過(guò)程分析

穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，UFD合閘，LCS解鎖，F(xiàn)CLSM和TSM閉鎖，電流從主支路流通，假設(shè)在0時(shí)刻發(fā)生直流線路短路故障，改進(jìn)型混合式直流斷路器開(kāi)斷過(guò)程中的動(dòng)作時(shí)序及電壓電流變化如圖2所示。

圖2 改進(jìn)型混合式直流斷路器工作時(shí)序

階段1（0≤≤1）：故障檢測(cè)識(shí)別階段，0時(shí)刻發(fā)生直流短路故障后，1時(shí)刻完成故障檢測(cè)并向LCS發(fā)送閉鎖指令，同時(shí)向FCLSM和TSM發(fā)送解鎖指令。

階段2（1＜≤2）：主支路電流向轉(zhuǎn)移支路換流階段，1時(shí)刻LCS閉鎖，IGBT關(guān)斷過(guò)程中建立暫態(tài)電壓，電流開(kāi)始從主支路快速轉(zhuǎn)移至轉(zhuǎn)移支路，2時(shí)刻故障電流完全轉(zhuǎn)移至轉(zhuǎn)移支路，UFD接收分閘指令。

階段3（2＜≤3）：UFD分閘階段，2時(shí)刻UFD開(kāi)始進(jìn)行無(wú)弧無(wú)壓分閘動(dòng)作，3時(shí)刻UFD分閘結(jié)束，UFD達(dá)到耐受開(kāi)斷過(guò)電壓的絕緣開(kāi)距要求，向FCLSM發(fā)送閉鎖命令，故障電流轉(zhuǎn)移至限流支路。

階段4（3＜≤4）：限流階段，3時(shí)刻限流支路開(kāi)始投入，4時(shí)刻向TSM發(fā)送閉鎖指令，故障電流轉(zhuǎn)移至TSM內(nèi)的電容支路。

階段5（4＜≤5）：電容緩沖吸能階段，4時(shí)刻TSM內(nèi)的電容開(kāi)始吸收故障能量建立MOV需要的啟動(dòng)電壓，5時(shí)刻TSM兩端電壓超過(guò)MOV啟動(dòng)電壓時(shí)，故障電流轉(zhuǎn)移至MOV支路。

階段6（5＜≤6）：MOV耗能階段，5時(shí)刻MOV殘壓高于換流器提供的直流電壓，故障電流逐漸衰減，6時(shí)刻，故障電流衰減到零，完成直流故障開(kāi)斷。

1.3 支路泄能優(yōu)化

從發(fā)生直流故障到完成直流故障開(kāi)斷整個(gè)過(guò)程所耗費(fèi)的總時(shí)間為

式中，B為系統(tǒng)保護(hù)檢測(cè)故障時(shí)間；U為UFD分閘時(shí)間；L為限流時(shí)間；C為電容吸能時(shí)間；M為MOV耗能時(shí)間；U一般取2 ms，由于線模分量信號(hào)穩(wěn)定，在線路傳遞中衰減較小，選擇線模電壓行波信號(hào)構(gòu)造保護(hù)判據(jù)，一般B≥0.5 ms。

為了保證直流斷路器在換流器閉鎖前切斷直流故障電流，根據(jù)張北直流電網(wǎng)工程的保護(hù)系統(tǒng)基本設(shè)計(jì)參數(shù)要求，從直流故障發(fā)生到故障隔離的總時(shí)間需要保證在6 ms以內(nèi)[23]，因此all≤6 ms，則B+L+C+M滿足約束條件為

由式（2）可以看出，保護(hù)檢測(cè)故障時(shí)間B越短，留給限流和電容吸能及MOV泄能的時(shí)間越多；反之，對(duì)斷路器的速動(dòng)性要求越高，斷路器設(shè)計(jì)更加困難。

LCS的IGBT閉鎖時(shí)，電流可以在幾十微秒內(nèi)完成轉(zhuǎn)移，對(duì)于動(dòng)作時(shí)間為ms級(jí)的斷路器來(lái)說(shuō)，電流轉(zhuǎn)移時(shí)間可以忽略，這樣階段1～3屬于故障電流上升階段，可以用同一故障等效電路進(jìn)行分析，如圖3所示，假設(shè)在0=0時(shí)刻，直流平波電抗器的直流線路側(cè)出口處發(fā)生雙極短路故障。換流器閉鎖前，MMC電容電壓受到均壓控制，從直流側(cè)看進(jìn)去換流器可以等效為恒定直流電壓源dc。

圖3 故障電流上升階段的等效電路

故障電流上升階段，直流電源dc作用下的響應(yīng)方程為

式中，line包含線路電感和平波電抗器，故障發(fā)生在直流平波電抗器的直流線路側(cè)出口處，線路電阻忽略；f_up為故障電流上升階段的電流；0為故障發(fā)生前的穩(wěn)態(tài)電流。

直流斷路器進(jìn)入限流階段后，故障等效電路如圖4所示。

圖4 限流階段的等效電路

限流支路投入故障回路后，直流電源dc作用下的響應(yīng)方程為

直流斷路器進(jìn)入電容緩沖吸能階段后，故障等效電路如圖5所示。

圖5 電容緩沖吸能階段的等效電路

TSM內(nèi)的電容投入故障回路后，直流電源dc作用下的響應(yīng)方程為

式中，為TSM的等效電容。

直流斷路器進(jìn)入MOV耗能階段后，故障等效電路如圖6所示。

圖6 MOV耗能階段的等效電路

進(jìn)入MOV耗能階段后，直流電源dc作用下的響應(yīng)方程為

根據(jù)式（3）～式（6），求解出各階段故障電流表達(dá)式如附錄中式（A1）和式（A2）所示。

由直流斷路器工作時(shí)序和式（A1）第一個(gè)式子可得主支路電流峰值為

主支路電流峰值大小與B成正比，0.002 s為UFD分閘時(shí)間。

由式（4）第二個(gè)式子、式（A1）第二個(gè)式子、式（7）及直流斷路器工作時(shí)序可得限流支路的電流峰值和電流上升率為

忽略電流轉(zhuǎn)移時(shí)間時(shí)，3+=B+0.002 s，限流支路的峰值主要取決于電流上升率和限流時(shí)間，而電流上升率與限流電阻電感及系統(tǒng)保護(hù)時(shí)間B和限流時(shí)間L有關(guān)，合理分配B和L可以有效降低故障電流開(kāi)斷峰值。

由式（A1）第三個(gè)等式可得TSM電容充電耗時(shí)為

式（A1）中，4=B+L+0.002 s，通過(guò)減小電容參數(shù)可以快速提高TSM的電容充電速度，縮短電容充電時(shí)間。

由式（A1）第四個(gè)式子可得MOV耗能總時(shí)長(zhǎng)為

耗能支路MOV吸收的總能量[24]為

由式（2）可知，通過(guò)選擇較小的電容參數(shù)，可以加快TSM電容充電時(shí)間，考慮理想情況時(shí)，p≈ (f_lim)max。

FLCSM和TSM的電力電子開(kāi)關(guān)的相對(duì)投資成本tot/IGBT為

式中，TN為IGBT的額定電流；IGBT為IGBT的單價(jià)；為二極管與IGBT的單價(jià)比，一般=0.1；為FCLSM個(gè)數(shù)；為TSM個(gè)數(shù)。

以MOV吸收的能量和直流斷路器的電力電子開(kāi)關(guān)器件相對(duì)投資成本tot最小為優(yōu)化目標(biāo)，F(xiàn)CLSM的IGBT耐壓應(yīng)力及直流開(kāi)斷時(shí)間要求為約束條件，建立優(yōu)化數(shù)學(xué)模型，即

式中，為綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)；1和2為權(quán)重系數(shù)，1+2=1；TN為IGBT的額定電壓。與保護(hù)的協(xié)同優(yōu)化流程和結(jié)果將在第2節(jié)給出。

1.4 限流支路和緩沖電容的參數(shù)選擇

電容取值過(guò)小，轉(zhuǎn)移支路兩端所承受較大過(guò)電壓，取值過(guò)大，延長(zhǎng)直流開(kāi)斷時(shí)間。由文獻(xiàn)[25]可得

式中，取值與避雷器以及線路雜散參數(shù)有關(guān)，一般≥2即可；res為避雷器動(dòng)作波前時(shí)間。ABB推薦的電容取值范圍為0.5～4mF，其中=1//2//…//。

2 泄能優(yōu)化方案

柔性直流電網(wǎng)中，對(duì)保護(hù)和直流斷路器的速動(dòng)性要求極高，基于直流斷路器的整體保護(hù)和斷路器控制配合時(shí)序如圖7所示。

可以看出，保護(hù)時(shí)序與直流斷路器控制時(shí)序之間為串行模式，直流故障發(fā)生后，首先需要執(zhí)行保護(hù)動(dòng)作，然后將分閘信息發(fā)送至直流斷路器，最后直流斷路器執(zhí)行分閘指令，完成直流故障隔離。

以式（13）為優(yōu)化模型，利用粒子群優(yōu)化（Particle Swar Optimization, PSO）算法求最優(yōu)解。粒子群優(yōu)化算法是一種群體智能優(yōu)化算法，PSO算法主要用于求解優(yōu)化的問(wèn)題，其中粒子的速度決定了粒子移動(dòng)的方向和距離，粒子速度隨自身及其他粒子的移動(dòng)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行動(dòng)態(tài)調(diào)整，從而實(shí)現(xiàn)個(gè)體在可解空間中的尋優(yōu)?？紤]保護(hù)與直流斷路器配合的多目標(biāo)優(yōu)化計(jì)算流程如圖8所示。其中，種群數(shù)量為60，慣性權(quán)重為1，認(rèn)知學(xué)習(xí)因子為1，社會(huì)學(xué)習(xí)因子為1，粒子位置對(duì)應(yīng)的是自變量L和B的取值，粒子速度對(duì)應(yīng)搜索能力的大小，目標(biāo)函數(shù)決定適應(yīng)度。

圖7 保護(hù)和斷路器控制配合時(shí)序

圖8 優(yōu)化計(jì)算流程

圖8中，對(duì)直流斷路器進(jìn)行泄能優(yōu)化時(shí)，優(yōu)化模型參數(shù)以張北四端直流電網(wǎng)工程為參考，根據(jù)圖8優(yōu)化流程，可得粒子的初始分布圖、優(yōu)化結(jié)果粒子分布圖及迭代過(guò)程，如圖9所示。

由圖9可知，保護(hù)和直流斷路器最佳配合時(shí)間為：B=0.5 ms，L=0.3 ms，綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)最小值為468.9。

圖9 粒子群尋優(yōu)分布圖

3 仿真與測(cè)試

3.1 仿真系統(tǒng)參數(shù)

在PSCAD/EMTDC平臺(tái)上搭建了±500 kV四端MMC直流電網(wǎng)仿真模型，MMC1采用定電壓控制模式，MMC2、MMC3、MMC4則采用定功率控制模式，每條直流線路兩端均配置混合式斷路器，仿真系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖10所示。詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1。

3.2 仿真測(cè)試

假設(shè)在5 s時(shí)刻MMC1與MMC4之間的送端平波電抗器直流線路側(cè)出口處發(fā)生雙極短路故障，MMC1采用定電壓和無(wú)功功率控制模式，MMC2、MMC3、MMC4則采用定有功率和無(wú)功功率控制模式。其中，MMC1為送端，MMC4為受端。

圖10 四端直流電網(wǎng)系統(tǒng)

表1 柔直仿真系統(tǒng)及斷路器主要參數(shù)

3.2.1 改進(jìn)型DCCB開(kāi)斷過(guò)程中的暫態(tài)波形

根據(jù)第4節(jié)優(yōu)化所得保護(hù)和直流斷路器最佳配合時(shí)間，保護(hù)動(dòng)作時(shí)間選擇為B=0.5 ms，直流斷路器限流時(shí)間選擇為L(zhǎng)=0.3 ms，在=5 s時(shí)刻，發(fā)生直流雙極短路故障，保護(hù)與直流斷路器協(xié)同動(dòng)作過(guò)程中的仿真波形如圖11所示。

圖11a中為DCCB各支路電流波形，圖中f為總故障電流，LCS為流經(jīng)LCS的電流，F(xiàn)LCSM為流經(jīng)FLCSM內(nèi)IGBT的電流，TSM為流經(jīng)TSM內(nèi)IGBT的電流，i為流經(jīng)TSM內(nèi)電容支路的電流，MOV為流經(jīng)MOV的電流。可以看出，=5.000 5 s時(shí)刻，保護(hù)完成直流故障檢測(cè)與定位，保護(hù)向DCCB發(fā)出分閘指令，LCS開(kāi)始閉鎖，F(xiàn)LCSM和TSM開(kāi)始解鎖，流過(guò)LCS的電流峰值(LCS)max為3.198 kA，而LCS的IGBT短時(shí)耐流峰值為4 kA，因此LCS只需設(shè)置1個(gè)開(kāi)關(guān)組。LCS閉鎖后，電流轉(zhuǎn)移至轉(zhuǎn)移支路，經(jīng)過(guò)2 ms的UFD分閘時(shí)間，=5.002 5 s時(shí)刻，UFD達(dá)到有效絕緣開(kāi)距，F(xiàn)LCSM開(kāi)始閉鎖，限流支路開(kāi)始投入，F(xiàn)LCSM閉鎖前流過(guò)FLCSM內(nèi)IGBT的電流峰值(FLCSM)max為7.624 kA，F(xiàn)LCSM閉鎖后，電流峰值下降至4.478 kA，經(jīng)過(guò)0.3 ms的限流時(shí)間，=5.002 8 s時(shí)刻，TSM開(kāi)始閉鎖，開(kāi)斷電流峰值為4.694 kA，故障電路轉(zhuǎn)移至緩沖電容吸能支路，經(jīng)過(guò)0.2 ms，MOV開(kāi)始釋放故障能量，流經(jīng)MOV的電流峰值(MOV)max為4.364 kA。=5.005 8 s時(shí)刻，電流衰減至零，直流斷路器在6 ms內(nèi)完成直流故障隔開(kāi)，滿足直流電網(wǎng)的直流故障隔離要求。

圖11b為DCCB各支路電壓波形，圖中breaker為直流斷路器兩端總電壓，F(xiàn)CLSM為所有FCLSM兩端總電壓，TSM為所有TSM兩端總電壓?？梢钥闯?，限流支路投入過(guò)程中，產(chǎn)生的過(guò)電壓最大值為276.9 kV，最小值為255.3 kV，且隨著時(shí)間遞減，直流開(kāi)斷過(guò)程中斷路器兩端電壓最大值達(dá)到767.5 kV，張北直流電網(wǎng)工程要求直流開(kāi)斷電壓幅值為800 kV以下，滿足直流開(kāi)斷電壓要求。

圖11c為MOV吸收能量波形，可以看出吸收能量最大值為5 306 kJ，張北直流電網(wǎng)工程吸收能量最大值為60.6MJ，能量吸收滿足要求。

圖11d為MCC1橋臂電流波形，最大值為2.577 kA，低于IGBT閉鎖電流值，DCCB可以在近端MMC閉鎖之前完成直流故障隔離，滿足直流開(kāi)斷要求。

綜上所述，可以看出最佳配合時(shí)序下各項(xiàng)指標(biāo)均符合張北直流電網(wǎng)工程的基本開(kāi)斷直流要求，具有實(shí)際工程意義。

3.2.2 改進(jìn)型DCCB在不同配合時(shí)序下開(kāi)斷的暫態(tài)波形

不同配合時(shí)序下的DCCB開(kāi)斷直流故障的暫態(tài)波形對(duì)比如圖12所示。B=0.5 ms和L=0.3 ms為最佳配合時(shí)序，B=0.5 ms和L=0.5 ms、B=1 ms和L=0.3 ms為無(wú)優(yōu)化時(shí)的配合時(shí)序。

由圖12a～12c可知，優(yōu)化后最佳配合時(shí)序下的DCCB故障電流開(kāi)斷峰值、開(kāi)斷電壓峰值、MOV吸收能量峰值均低于其他兩組，可以看出，當(dāng)保護(hù)時(shí)間相同時(shí)，限流時(shí)間越短，DCCB開(kāi)斷性能越好；當(dāng)限流時(shí)間相同時(shí)，保護(hù)時(shí)間越短，DCCB開(kāi)斷性能越好。總的來(lái)說(shuō)，可以通過(guò)降低保護(hù)時(shí)間和限流時(shí)間來(lái)提高直流斷路器開(kāi)斷性能。

圖12 改進(jìn)型DCCB在不同配合時(shí)序下的暫態(tài)波形

3.2.3 不同斷路器方案對(duì)比

開(kāi)斷在同一配合時(shí)序下的不同斷路器方案的暫態(tài)波形對(duì)比如圖13所示。其中，改進(jìn)型DCCB、ABB型DCCB、文獻(xiàn)[23]所提模塊級(jí)聯(lián)型DCCB的保護(hù)時(shí)間同一設(shè)置為0.5 ms，改進(jìn)型DCCB的限流時(shí)間取0.3 ms。

由圖13a～13c可知，與ABB型DCCB和模塊級(jí)聯(lián)型DCCB相比，本文所提直流斷路器開(kāi)斷時(shí)電流峰值都下降了38.4%，開(kāi)斷總時(shí)間分別縮短了1.1 ms和1.2 ms，直流開(kāi)斷電壓峰值都下降了4%，MOV能量吸收分別下降了57.95%和56.72%。

圖13 不同斷路器開(kāi)斷過(guò)程中的暫態(tài)波形

計(jì)算三種DCCB的固態(tài)開(kāi)關(guān)器件成本時(shí)，這里統(tǒng)一選取IGBT型號(hào)為5SNA2000K450300，其額定參數(shù)為4.5 kV/2 kA?？紤]到工程上一般預(yù)留50%裕度，單個(gè)IGBT承受電壓為2.25 kV，IGBT短時(shí)間可承受過(guò)電流，可將通流能力視為4 kA，持續(xù)1 ms。二極管型號(hào)5SDD36K5000，額定參數(shù)為5 kV/3.6 kA?？紤]一定裕度，UFD單個(gè)斷口的耐壓取值為70 kV。三種斷路器的綜合性能對(duì)比見(jiàn)表2。其中，th為開(kāi)斷電壓峰值，th為開(kāi)斷電流峰值，all為開(kāi)斷總時(shí)間，為MOV吸收的短路故障能量，tot/IGBT為轉(zhuǎn)移支路相對(duì)開(kāi)關(guān)成本。因?yàn)槿N斷路器的主支路電流峰值相同，因此只需要計(jì)算轉(zhuǎn)移支路經(jīng)濟(jì)性。

表2 斷路器綜合性能對(duì)比

由表2可以看出，本文所提DCCB在開(kāi)斷電壓電流峰值、開(kāi)斷總時(shí)間、吸收能量等方面，均優(yōu)于ABB型DCCB和模塊級(jí)聯(lián)型DCCB，在固態(tài)開(kāi)關(guān)經(jīng)濟(jì)性方面，相對(duì)于ABB型DCCB，改進(jìn)型DCCB下降了15.1%，相對(duì)于模塊級(jí)聯(lián)型DCCB上升了16.7%，雖然固態(tài)開(kāi)關(guān)成本略高于模塊級(jí)聯(lián)型DCCB，由于開(kāi)斷電壓及MOV吸收能量較低，使得MOV避雷器和UFD的投資成本較低，本文所提DCCB仍具有經(jīng)濟(jì)性優(yōu)勢(shì)。

4 結(jié)論

針對(duì)直流斷路器動(dòng)作時(shí)序的配合及泄能優(yōu)化問(wèn)題，提出一種基于限流混合式直流斷路器泄能優(yōu)化的方案。

1）經(jīng)過(guò)泄能優(yōu)化后，極大地降低了直流開(kāi)斷電壓電流應(yīng)力峰值，縮短了開(kāi)斷時(shí)間，減小了故障開(kāi)斷能量，各項(xiàng)開(kāi)斷性能指標(biāo)均滿足直流電網(wǎng)工程對(duì)直流故障隔離的要求。

2）改進(jìn)型DCCB的FCLSM和TSM閉鎖時(shí)，IGBT控制無(wú)需同步觸發(fā)，控制邏輯簡(jiǎn)單。

3）與ABB型DCCB和模塊級(jí)聯(lián)型DCCB相比，改進(jìn)型DCCB開(kāi)斷時(shí)電流峰值下降了38.4%，開(kāi)斷總時(shí)間分別縮短了1.1 ms和1.2 ms，直流開(kāi)斷電壓峰值下降了4%，MOV能量吸收分別下降了57.9%和56.7%，在開(kāi)斷性能方面，改進(jìn)型DCCB具有明顯優(yōu)勢(shì)。固態(tài)開(kāi)關(guān)成本與ABB型DCCB相比，下降了15.1%；與模塊級(jí)聯(lián)型DCCB相比，上升了16.7%。由于MOV吸收能量下降，且UFD耐受電壓峰值減小，使得MOV和UFD的投資成本降低，改進(jìn)型DCCB仍然具有經(jīng)濟(jì)性優(yōu)勢(shì)。

附 錄

改進(jìn)型DCCB在直流開(kāi)斷過(guò)程中各階段故障電流表達(dá)式為

其中

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Research of Opening Timing Optimization Based on Improved Current-Limiting Hybrid DC Circuit Breaker

1,2,31,23

（1. Yunnan Key Laboratory of Green Energy and Digital Power Measurement Control and Protection Kunming University of Science and Technology Kunming 650500 China 2. Faculty of Mechanical and Electrical Engineering Kunming University of Science and Technology Kunming 650500 China 3. Faculty of Electric Power Engineering Kunming University of Science and Technology Kunming 650500 China）

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.

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，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)樾滦屠^電保護(hù)與故障測(cè)距、數(shù)字信號(hào)處理及其應(yīng)用、電力系統(tǒng)CTI技術(shù)等。E-mail: kmshc@sina.com

邵宗學(xué) 男，1994年生，博士研究生，研究方向?yàn)槿嵝灾绷鬏旊娂夹g(shù)。E-mail: 2971537463@qq.com（通信作者）

TM561

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.231044

國(guó)家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目（52037003）、云南省重大科技專項(xiàng)計(jì)劃項(xiàng)目（202002AF080001）和中國(guó)工程院戰(zhàn)略研究與咨詢項(xiàng)目（2022YNZH6）資助。

2023-07-03

2023-07-31

（編輯 郭麗軍）