郝晓弘，黄 伟，裴婷婷，张太鹏

（兰州理工大学 电气工程与信息工程学院，兰州730050）

相比于传统高压直流输电，基于模块化多电平换流器（modular multilevel converter，MMC）的高压直流（high voltage direct current，HVDC）输电系统具有有功功率和无功功率可独立控制、无换相失败等优点。当其发生短路故障时，短路电流具有明显的特点：电流上升速度快、短路电流峰值可以达到很高的水平及直流系统电流无自然过零点[1-2]。目前，高压大容量的直流断路器（DC circuit breaker，DCCB）技术尚不成熟[3-4]。因此，发展直流限流技术具有重要意义。

基于电力电子器件的固态限流器（solid state fault current limiter，SSFCL）在实践中很快得到了应用[5-7]。文献[8]提出了在线路两端串入限流电抗器来实现限流的方法，但是继续增大或减小电感值对故障电流不会起到明显的抑制效果；文献[9-10]分别提出了直流故障限制器的拓扑结构，其采用的稳态通流支路存在较大的电压和功率损失；文献[11]通过在多端MMC-HVDC 柔性直系统中增加电感的方法来实现直流侧故障电流的抑制，但没有对限流特性作出详细的分析。

在此，提出的新型直流FCL 拓扑，重点研究柔性直流系统发生严重的双极短路故障后的限流过程，通过在故障过程中降低等效电感、快速投入吸能电阻和配合直流断路器，来限制短路电流峰值、上升率以及减少直流断路器中避雷器吸收能量；最终实现直流侧短路故障电流的快速清除。

1 直流故障限流器拓扑及限流过程

1.1 混合直流断路器

ABB 公司已经研发出的混合直流断路器电压等级为320 kV，开断容量为9 kA，开断时间为2 ms，承受最大电流变化率为3.5 kA/ms[12]，其拓扑结构主要由通流支路、 电流转移支路和耗能支路并联而成。低损耗通流支路由超高速隔离开关（ultrafast disconnector，UFD） 和辅助换流开关 （load current switch，LCS） 串联而成，其中LCS 由多个子模块（sub-module，SM）串并联构成；K 为机械开关；电流转移支路由n 个SM 串联构成； 耗能支路由金属氧化物避雷器（metal oxide varistor，MOV）构成，如图1 所示。

图1 ABB 混合式DCCB 结构Fig.1 ABB hybrid DCCB structure diagram

1.2 直流故障限流器拓扑结构及限流过程分析

直流侧双极短路是MMC-HVDC 系统中最严重的一种故障，一般为永久性故障。故障电流具有上升速度快，短时间幅值可以达到很高水平的特点，本文提出一种新型直流故障限流器拓扑，配置在换流站直流侧出口处，可以起到限制故障电流的作用。本文提出的新型直流故障限流器拓扑与ABB 公司提出的混合DCCB 连接关系，如图2 所示。

图2 新型FCL 拓扑结构Fig.2 New FCL topology

1.2.1 直流故障限流器拓扑结构

新型直流FCL 由通流主支路和限流支路两部分构成，满足双向限流能力。其中，通流支路由L1，T1a，D2和L2，T2a，D4两部分并联组成稳态时的主电路。限流支路的组成包括： 开关IGBT 阀组T3（T3a，T3b）及吸能电阻RFCL构成，在故障时用来限制短路电流的幅值及加快耗散系统所储存的一部分能量。快速机械开关K 在稳态时闭合，故障时断开。

1.2.2 限流过程机理及分析

设置MMC-HVDC 直流系统正常运行时线路电流方向由左至右，双极短路故障发生在直流FCL 右端。其中，换流站出口处直流母线电流记为idc，直流系统电压记为Udc，IGBT 阀组T1由T1a和T1b串联组成，IGBT 阀组T2由T2a和T2b串联组成，而晶闸管阀组T3由T3a和T3b反并联构成。下面以单端换流站分析为例。

（1）当系统正常运行时，K 保持闭合状态，晶闸管阀组T3处于断开状态，且触发IGBT 阀组T1，T2导通；DCCB 内部UFD 闭合，LCS 模块导通。线路电流 经 过FCL通流主支路L1，T2a，D4和T1a，D2，L2两条路径及DCCB 低损耗通流支路，由于电感L1，L2对于直流系统相当于短路，此时直流电流并没有经过吸能电阻RFCL，FCL 和DCCB 通流支路产生的损耗非常小（该损耗几乎可以省略不计），因此不影响系统的正常运行，该稳态过程电流流向如图3所示。

图3 稳态电流流向Fig.3 Steady current direction

简单来说，系统在正常运行下FCL 呈现低阻态。即，FCL 等效电阻R 为

（2）双极短路故障发生后，当FCL 未投入系统前，由于限流电感L1和L2的存在，使得故障初期短路电流的上升率得到有效抑制。

FCL 投入系统后，当故障电流达到设定阈值2idc时，立即给IGBT 阀组T1，T2触发信号，使其处于闭锁状态，且向T3触发导通信号、DCCB 发出分闸信号。此时，FCL 中的L1和L2退出限流电路，限流电阻RFCL被串进故障回路中，避雷器随后也开始耗能。其中，RFCL和避雷器会耗散故障时的暂态能量，进一步缩短了DCCB 分断故障电流的时间和抑制了故障电流的峰值。该过程电流流向如图4 虚线所示。

图4 故障时电流流向Fig.4 Current direction during failure

系统在故障情况下FCL 呈现高阻态。此时，FCL等效电阻R 为

故障状态下FCL 投入（限流电感退出回路）后的等效回路如图5 所示。

图5 新型FCL 投入后的等效电路Fig.5 Equivalent circuit after input of new FCL

由KVL 得到等效电路的解析式如下：

式中：Rs为换流站等效电阻；Ls为换流站等效电感；Cs为换流站等效电容；Udc为直流电压；Ldc为换流站出口的平波电抗器；idc为直流电流；RFCL为FCL 的吸能电阻；KUMOV为DCCB 中避雷器两端的近似电压，其中K 为常数。

解出系线路电流方程为

式中：I0为故障电流的最大峰值。

吸能电阻RFCL吸收的能量可以表示为

式中：t′，t″为故障过程的两个时刻。

故障时，FCL 中退出的限流电感L1，L2所暂时储存的这部分磁场能量不需要被断路器消耗。故因限流器退出而减小的断路器耗能Esave大小为

由图5的等效电路可以看出，系统能量由阻尼电阻和避雷器共同吸收，可以表示为

式中：Eshort为故障后短路回路所储存的能量。

（3）最后，直至电流衰减为零，快速机械开关K断开，整个限流过程结束兼故障得到有效隔离。首次限流开断后，2.25 s 时刻可设置FCL 再次具备限流能力。

2 仿真比较

为说明第1 部分所提新型直流故障限流拓扑的可行性及有效性，利用PSCAD/EMTDC 仿真软件并基于图2 所示的MMC 仿真模型对其进行仿真验证，系统参数如表1 所示。设置2.0 s 时刻发生双极短路故障，故障电流检测阈值为2idc。

表1 两端仿真系统参数Tab.1 Simulation system parameters at both ends

2.1 限流电路参数的设计原则

电阻和电感对故障短路电流均能起到限制作用。吸能电阻能够快速耗散故障时的暂态能量，限流电感在故障初期对短路电流具有很强抑制作用，但具有随时间减小的特性。因而本文所提的限流拓扑，运用电阻和电感共同作用来实现对故障电流的限制。

式（2）中R0的选取应考虑以下因素：限制系统故障电流的峰值、 减少DCCB 中MOV 所吸收的能量及缩短系统短路电流衰减至零的时间。

由式（4）可知，在一定范围内，吸能电阻越大，对故障电流的限制效果越好，且换流站等效电容Cs吸收的能量远小于系统短路能量，这里可忽略不计，故有：

由式（4）又知，故障电流随电感值增大而减小，然而一味的使用大电感是不合理的。因故障过程中L1，L2将退出，所以在这里对电感Ldc进行选值分析，电感取不同值时与故障电流峰值与时间的关系如图6 所示。

图6 Ldc 取不同值时对故障电流及时间的影响Fig.6 Influence of different values of Ldc on fault current and time

可知，对应范围内电感值越大，故障电流峰值越小，电流上升的速度越缓慢，且故障处理的时间越长；反之，则亦然。综上所述，选取一组限流参数为：L1=L2=0.12 H，RFCL=260 Ω。

2.2 仿真结果

下面分别对仅ABB 混合式DCCB 和增加限流电路与DCCB 配合后进行开断仿真。

开断电流波形R 如图7 所示，可以看到，系统正常运行时，线路直流电流为1.5 kA，当故障电流达到3 kA 时，DCCB 开始动作。仅ABB 混合式DCCB不含限流结构，所以故障电流峰值最大，开断电流达到6.8 kA，电流上升率约为883 A/ms，DCCB 开断电压为798 kV，经25.8 ms 电流衰减过零，在整个衰减的过程当中，故障电流始终低于3 kA。

图7 开断电流波形Fig.7 Break current waveform

增加限流电路与混合式DCCB 配合后的断开电压波形如图8 所示，其开断电流为2.9 kA，电流上升率约为439 A/ms，DCCB 开断电压为776 kV，起到更好的保护作用，经6 ms 电流衰减过零。

图8 开断电压波形Fig.8 Break voltage waveform limiting circuit

避雷器及吸能电阻耗能波形如图9 所示，可以看到，仅ABB 混合式DCCB 中的避雷器吸能5.5 MJ；增加限流电路与混合式DCCB 配合后，避雷器吸能0.96 MJ，其中限流电路中的吸能电阻耗散能量为3.78 MJ。

图9 避雷器及吸能电阻耗能波形Fig.9 Surge arrester and energy absorption resistance energy dissipation waveform

2.3 限流效果对比分析

为了直观的表明限流能力，将仅DCCB 和增加限流电路的故障电流进行对比。

限流能力对比分析如表2 所示，分析可知，增加本文所提的限流电路，在检测到故障时故障电流立即下降，有效地降低或避免了换流站闭锁的情况。

表2 限流能力对比分析Tab.2 Contrastive analysis of current limiting capacity

系统能量耗散比较如表3 所示，展现了增加限流电路前后，DCCB 中避雷器及限流电路中吸能电阻的能量耗散情况。在短路故障发生后，FCL 动作前，限流电感L1，L2相当于短路存在与电路中，当故障电流达到设定阈值2idc时，FCL 动作，立即给IGBT 阀组T1，T2触发闭锁信号，在闭锁延迟的这段时间内限流电感进行了短暂的储能，如式（6）所示；随后，限流电感由刚开始的并联，变为退出故障回路，使得这部分能量不被DCCB 消耗；其次，一部分能量被吸能电阻耗散，线路电流衰减至零的时间缩短，直流侧提供的能量降低。因此，避雷器吸收能量显著降低，同时能够有效地减小开断故障电流时避雷器的压力。

表3 系统能量耗散比较Tab.3 System energy dissipation comparison

通过以上对比分析，可得结论如下：

（1）本文FCL 通态损耗低，通流主支路采用IGBT阀组、限流支路采用晶闸管阀组，满足双向限流能力，较为节省设计成本；

（2）增加限流电路后，较仅ABB 混合式DCCB，直流故障电流峰值降低了57.4%，电流上升率降低了50.3%，故障电流衰减过零点的时间缩短至6 ms，进一步降低了避雷器的残压，有效地提高了系统运行的可靠性；

（3）限流电路的增加，使得吸能电阻耗散了大部分能量，从而减少了避雷器需耗散得能量。其次，故障过程中限流电感的退出，以及线路电流衰减至零点所用时间的缩短，使得直流侧提供的能量降低了32.2%，有效地减小了开断故障电流时避雷器的压力，降低了对DCCB 的要求。

3 结语

针对柔性直流系统直流故障电流发展速度快、开断困难的现状，本文提出一种新型直流故障限制器与ABB 混合式直流断路器配合方案。通过仿真验证表明，所设计的新型FCL 拓扑，能够快速的限制短路电流的峰值与上升率，且减小了直流断路器中避雷器的耗能压力，为直流断路器的快速隔离提供有利条件。进而验证了其拓扑结构的可行性与有效性，且具有明显的工程应用价值和现实意义。本文为解决柔性直流系统开断困难问题提供了新思路，对于经济性与应用可靠性方面的考虑，将作为下一步的研究工作。